La Metallurgia Italiana - n.10 ottobre 2020

La

Metallurgia Italiana

International Journal of the Italian Association for Metallurgy

n. 10 ottobre 2020 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

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Editoriale / Editorial

La Metallurgia Fisica: l'importanza delle correlazioni processo-microstruttura-proprietĂ nella qualifica del prodotto

a cura di G. Angella - CNR-ICMATE.................................................................................................... pag.04

Memorie scientifiche / Scientific papers Metallurgia Fisica / Physical Metallurgy

A new Ni-base superalloy: production-microstructure-properties correlation

G. Angella, A. Serafini, C. Malara, M. F. Brunella....................................................................... pag.06

Studio degli stress residui mediante diffrazione X di un interlayer W/Cu depositato con plasma spraying

n. 10 ottobre 2020

Anno 112 - ISSN 0026-0843

A. Fava, E. Pakhomova, A. Varone......................................................................................... pag.16

Predizione delle proprietĂ meccaniche di barre nervate per le costruzioni tramite la combinazione di modelli agli elementi finiti e modelli data-driven.

V. Colla, M. Vannucci, R. Valentini......................................................................................... pag.26

Effetto di trattamenti termomeccanici su acciaio EUROFER97 per applicazioni in reattori a fusione nucleare.

G. Stornelli, M. Rallini, C. Testani, R. Montanari, A. Di Schino...................................................... pag.34

Mechanical characterization of the ASTM A335 P5 steel and reliability of radiant tubes after long operating time in a petrochemical industry furnace.

indice

P. Aliprandi, E. Guglielmino, A. Sili......................................................................................... pag.45

AttualitĂ industriale / Industry news

Valutazione dei rischi chimici per la salute e sicurezza dei lavoratori di un processo di manifattura additiva con polvere micrometrica di lega Ti6-Al4-V

a cura di: Gianandrea Gino.................................................................................................... pag.55

Scenari / Experts' Corner

The Organ of Fusine (BL): study for restoration

edited by: A. Giorgio Settimi, C. Gennari, I. Calliari, M. Maierotti, G. Patuelli, F. Ruffatti, T. Urso ....... pag.67

Pubbliredazionale............................................................................................... pag.76 Atti e notizie / AIM news

Eventi AIM / AIM events ........................................................................................ pag.79 Normativa / Standards ........................................................................................... pag.80 Comitati tecnici / Study groups........................................................................... pag.82

editoriale - editorial

LA METALLURGIA FISICA: L'IMPORTANZA DELLE CORRELAZIONI PROCESSOMICROSTRUTTURA-PROPRIETÀ NELLA QUALIFICA DEL PRODOTTO La metallurgia fisica si occupa di correlare le proprietà chimiche, fisiche

Dr. G. Angella CNR-ICMATE

e microstrutturali dei materiali metallici con le proprietà ingegneristiche che ne identificano i possibili ambiti applicativi. Microstruttura è un termine generico che assume significati diversi a seconda delle possibili sollecitazioni esterne a cui i componenti metallici sono sottoposti, ed è il risultato delle proprietà chimico-fisiche dei materiali e del processo produttivo che conduce al componente finale. Uno fra gli obiettivi principali della Metallurgia Fisica è individuare correlazioni quantitative fra Pro-

cesso-Microstruttura-Proprietà (PMP) dei prodotti metallurgici, ai quali

“

Le relazioni PMP dunque rappresentano un tema chiave nella Metallurgia Fisica, con ricadute potenziali nella produzione industriale e nell'applicazione dei materiali.

Dr. G. Angella

la storia termo-meccanica, in tutti i suoi molteplici passaggi dalla solidificazione fino al prodotto finale, conferisce oggigiorno una microstruttura altamente controllata e specifica. Il ricorso a tecniche di caratterizzazione avanzate che abbiano elevato potere risolutivo e microanalitico è dunque indispensabile per descrivere le possibili microstrutture aventi costituenti micro- e nanometrici. Le microscopie elettroniche in trasmissione (TEM) ed in scansione (SEM) con associate tecniche microanalitiche come la spettroscopia a dispersione di energia (Energy Dispersion Spectroscopy - EDS) e la diffrazione con elettroni retrodiffusi (Electron Back Scattered

Diffraction – EBSD) per la caratterizzazione cristallografica, forniscono le informazioni microstrutturali quantitative fondamentali alla definizione e all’utilizzo delle relazioni PMP che, per avere elevato potere descrittivo e predittivo, debbono avere solide basi fisiche. Le relazioni PMP dunque rappresentano un tema chiave nella Metallurgia Fisica, con ricadute potenziali nella produzione industriale e nell'applicazione dei materiali. Si prenda ad esempio il caso della fonderia. Ovviamente parte integrante

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editoriale - editorial

della microstruttura sono i difetti e le discontinuità metallurgiche che nei prodotti di fonderia possono assumere densità particolarmente elevate rispetto ai componenti lavorati, causando un'elevata variabilità nelle loro proprietà meccaniche. Ecco che l'integrità dei componenti di fonderia dovrebbe essere facilmente valutabile attraverso procedure ed indici di qualità che riassumano le relazioni PMP. Indici di qualità di natura empirica basati sulla resistenza alla trazione (o carico di snervamento) e l'allungamento a rottura in trazione sono stati ampiamente sviluppati in passato, mentre sono attualmente in studio innovative procedure di classificazione e valutazione di integrità microstrutturale basate su equazioni costitutive con basi fisiche che descrivono le curve di trazione dei materiali metallici, soprattutto nell’ambito della produzione di ghise sferoidali e leghe di alluminio da fonderia. Non si dimentichi però che le basi fisiche delle relazioni PMP necessitano comunque di una continua validazione che fa naturale riferimento alla modellazione computazionale su multi-scala, vista la complessità e l’eterogeneità della microstruttura e del comportamento micro-meccanico nei materiali metallici. La modellazione su multi-scala accoppia calcolo computazionale ed analisi quantitativa microstrutturale mediante lo studio della deformazione plastica e del danneggiamento su scala micrometrica. Con questo obiettivo, indagini mediante metallografia ottica ed elettronica SEM in situ su campioni sottoposti a trazione o ad altri metodi di deformazione, utilizzano ad esempio la correlazione dell'immagine digitale (Digital Image Correlation - DIC) per rivelare gradienti di deformazione a livello microstrutturale.

Potenzialmente questa modellazione è in grado non solo di validare le relazioni PMP, ma anche di fornire strumenti predittivi per le applicazioni dei materiali, o di supporto alla progettazione di nuovi prodotti, riducendo al minimo il ricorso ad un costoso approccio convenzionale basato su prove sperimentali, e contribuendo al contenimento dei costi produttivi.

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Memorie scientifiche - Metallurgia fisica

A new Ni-base superalloy: productionmicrostructure-properties correlation G. Angella, A. Serafini, C. Malara, M. F. Brunella The new nickel-base super alloy AF955® (UNS N09955) was developed by Foroni S.p.A. in response to the industrial need for a material that preserves the excellent properties of the precipitation hardened nickel-based superalloys, whi-

le also providing adequate resistance to hydrogen embrittlement. A wide mechanical and microstructure characterization of the new superalloy was carried out to rationalize the effects of the production route and different heat treatmen-

ts of alloy AF955®. Mechanical properties were evaluated by Rockwell hardness and tensile tests. The microstructure was investigated by conventional Optical Microscopy (OM) and Scanning Electron Microscopy (SEM) with micro-chemical measurements with Energy Dispersion Spectroscopy (EDS) for a general and phase precipitation assessment,

and by Transmission Electron Microscopy (TEM) for a quantitative characterization of the nanometric precipitation

strengthening phases, namely gamma prime (γ’) phase and gamma double prime (γ’’) phase. Quantitative relationships between mechanical properties and strengthening precipitation phases, were obtained by using the Weakly Coupled Dislocation (WCD) model and the Strongly Coupled Dislocation (SCD) model. The WCD model for deformable par-

ticles resulted successful to correlate the quantitative microstructure results obtained through TEM with the yield strength of the new superalloy after two different heat treatments.

KEYWORDS: NICKEL-BASED SUPERALLOY, MECHANICAL PROPERTIES, STRAIN HARDENING, TEM, WEAKLY COUPLED DISLOCATION (WCD) MODEL. INTRODUCTION

Thanks to their excellent corrosion resistance and mechani-

cal properties [1-3], the precipitation hardened nickel-base superalloys are paramount materials for oil and gas applications [4,5]. The new superalloy AF955® [6-9] was developed

in response to an industrial need for materials that maintain

the exceptional properties of the precipitation hardened (PH) nickel-base superalloys, while also comply on the new

and more stringent microstructure requirements called out in the latest revision of the American Petroleum Institute

(API) Specification API 6ACRA [9] as well as providing ade-

quate resistance to hydrogen embrittlement. This required a wide mechanical and microstructure characterization to optimize the production route and post-forging heat treatments of the new superalloy AF955®.

AF955® contains chemical elements like Ti, Nb and Al that

are expected to contribute to the alloy hardening through

Giuliano Angella

CNR-ICMATE Istituto di Chimica della Materia Condensata e di Tecnologie per l'Energia giuliano.angella@cnr.it

Maria Francesca Brunella

Dipartimento di Chimica, Materiali e Ingegneria Chimica “Giulio Natta” francesca.brunella@polimit.it

Carlo Malara Foroni S.p.A.

carlo.malara@foronispa.com

Andrea Serafini

ST Microelectronics - Agrate Brianza (MB) – Italy andrea_serafini@hotmail.com

the precipitation of Ni3(Al, Ti) gamma prime (γ’) and Ni3Nb

gamma double prime (γ’’) phases. The γ’ phase has an orde-

red L12 crystallographic structure with a pseudo-spherical/

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Scientific papers - Physical Metallurgy cubical particle shape, and precipitates consistently with

the face-centered-cubic (fcc) γ matrix, according to a cube-on-cube relationship (001)γ’||(001)γ and [100]γ’||[100]γ.

The γ’’ phase has a D022 body-centered-tetragonal structure with disc-shape particles coherent with the fcc γ matrix

with the following orientation relationship: (001)γ’’||{001}γ

and [100]γ’’||<100>γ. Both γ’ and γ’’ precipitates contribute

significantly to the strength of nickel-base superalloys at different extents according to micro-mechanisms of in-

teraction with dislocations motion. Physical properties, volume fractions and size of γ’ and γ’’precipitates (and so

inter-particle distances) are key features in affecting the micro-mechanisms of interaction with dislocations mo-

tion strengths, and are determined by production route and post-forging heat treatments. To optimize the process production, a wide mechanical and microstructure characterization of the new nickel-base superalloy AF955® was needed and the results of this characterization are here reported. Mechanical properties were evaluated by Rockwell hardness and tensile tests. Investigations by conventional

Optical Microscopy (OM) and Scanning Electron Microscopy (SEM) with micro-chemical measurements with

Energy Dispersion Spectroscopy (EDS) were carried out for general assessment of the microstructure homogeneity of

the forged work-piece and coarse precipitation in the superalloy after forging and heat treatment. For quantitative cha-

racterization of the nanometric strengthening precipitation phases, namely gamma prime (γ’) and gamma double prime

(γ’’) phases, Transmission Electron Microscopy (TEM) was carried out on the superalloy after different heat treatmen-

ts. The volume fractions of the strengthening precipitates were estimated through TEM imaging techniques [10,11].

Weakly Coupled Dislocation (WCD) and Strongly Coupled Dislocation (SCD) models were used to rationalise the yield strengths of the superalloy as a function of different heat treatments. The WCD model for deformable particles resul-

ted successful to correlate the nanometric microstructure results of gamma prime (γ’) and gamma double prime (γ’’) phases with the strength of the new superalloy.

MATERIAL AND EXPERIMENTALS

The chemical composition in %wt of alloy AF955® used in this study is reported in Table 1.

Tab.1 - Chemical composition of alloy AF955® (%wt).

Ni

Cr

Mo

Nb

Ti

Al

Si

Mn

C

P

S

Fe

57.4

21.6

5.88

4.80

0.86

0.43

0.09

0.08

0.015

0.0086

0.0002

8.65

The alloy was produced by raw material melting in Electric

Arc Furnace (EAF) of 70 tons capacity followed by melt refi-

ning via the Argon-Oxygen Decarburization (AOD) process, followed by re-melting through the consumable-electrode Vacuum Arc Re-melting (VAR) process. Two bars of 127 mm (5 in.) in diameter and about 6 m in length were for-

ged from the same ingot and heat treated according to two different heat treatments, producing AF955® Gr. 3 and Gr.

3HS grades. The heat treatment of AF955® Gr. 3 consisted of solution annealing at 1060°C for 3 hours and 15 minutes followed by water quenching, followed by precipitation

hardening at 746°C for 4 hours followed by air cooling. The

heat treatment of AF955® Gr. 3HS consisted of the same

heat treatment of AF955® Gr. 3 followed by the additional

step of precipitation hardening at 621°C for 8 hours followed by air cooling.

For mechanical properties, Rockwell hardness tests were performed in accordance with ASTM E18 over the product

cross-section, while room temperature tensile tests were

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carried out as per ASTM E8/E8M on specimens machined at mid radius of a bar prolongation of each tested product.

Microstructure examination was performed by conventional optical microscopy on specimens machined at center, mid radius and near surface of the cross-section of each te-

sted product. The average grain size was determined according to ASTM E112 – comparison method and the grain size

distribution was assessed as per ASTM E1181. For higher resolution microstructure investigations, Zeiss EVO 50 EP extended pressure Scanning Electron Microscope (SEM)

and Oxford Inca 200 microanalysis system with Si(Li) windowless detector were used. Metallographic samples were

observed in high vacuum condition at an accelerating vol-

tage of 20 kV and probe current of 90 pA. TEM observations were carried out using a Philips CM 200 FEG electron microscope working at 200 kV acceleration voltage. Thin foils

for TEM observations were prepared by grinding disk samples into foils with thickness of 80 µm followed by ion beam

milling (GATAN DuoMill). The sizes of γ’ and γ’’ precipita-

pagina 7

Memorie scientifiche - Metallurgia fisica tes for volume fractions calculations were determined with

Dark Field (DF) TEM images through open source ImageJ

software, after measurements of the thickness of samples in the DF TEM acquisition mode through Convergent Beam

and γ’’ evaluated in this study, considered the contribution of the precipitates oriented along the [100] and [010] axes.

RESULTS

Electron Diffraction (CBED) technique.

Mechanical properties

DF-TEM micrographs of the same area were collected un-

mid radius (MR) and near the outer diameter surface (S) of

three types of possible γ’’ phases. Details of the acquisition

C-hardness measurements are given in Table 2.

Since γ’ and γ’’ presented overlapping reflections, various der different DF conditions to discriminate between γ’and

Rockwell C-hardness (HRC) was determined at centre (C), the cross-section of each investigated product. Results of

procedure are reported in [10,11]. The volume fractions of γ’

Tab.2 - ASTM E18 Rockwell C-hardness at centre (C), mid radius (MR) and near the outer diameter surface (S) of 127 mm diameter bars of AF955® superalloy.

Position

Ni

C

MR

S

Gr. 3

37

38

37

Gr. 3HS

40

40

39

Because variations in the thermo-mechanical conditions

during forging occur, differences in grain size and precipitates morphology might occur [12,13] and, as a consequence,

in the mechanical properties. The hardness variation over

the product cross-section is 1 HRC maximum, indicating

annealed condition (S.A.), and precipitation hardened con-

ditions as per Gr. 3, and precipitation hardened condition as

per Gr. 3HS are reported in Fig. 1. Results of Yield Strength at 0.2 % offset (YS), the Ultimate Tensile (UTS), and elongation to rupture (eR) upon the aforementioned tensile testing

high degree of homogeneity of both Gr. 3 and Gr. 3HS pro-

are reported in Table 3. With respect to the S.A. condition,

the Gr. 3, suggesting that the additional heat treatment at

strengthening in AF955® together with an expected re-

ducts. However, the grade 3HS resulted always harder than 621°C for 8 hours was effective.

The stress-strain engineering flow curves upon ASTM E8/ E8M tensile testing at mid radius of alloy AF955® in solution

precipitation hardening as per Gr. 3 produced significant

duction of ductility, and the additional heat treatment at

621°C for 8 hours as per Gr. 3HS conferred an additional strength increase with a minimal ductility decrease.

Fig.1 - Engineering stress-strain curves upon ASTM E8/E8M tensile testing of alloyAF955® in the following conditions:

solution annealed (S.A.), precipitation hardened as per Gr. 3 and precipitation hardened as per Gr. 3HS. Tensile speci-

mens machined at mid radius of prolongations of: 152.4 mm diameter bar in the S.A. condition, 127 mm diameter bar in the Gr. 3 condition, 127 mm diameter bar in the Gr. 3HS condition.

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Scientific papers - Physical Metallurgy Tab.3 - Mechanical properties of alloyAF955® upon tensile testing curves in Figure 1.

Heat Treatment

YS (MPa)

UTS (MPa)

eR (%)

AR (%)

S.A. Bar diameter 152.4 mm

396.6

804.7

77

68

Gr. 3 Bar Diameter 127 mm

910.8

1149.5

40

54

Gr. 3HS Bar Diameter 127 mm

1050.2

1249.8

30

50

Microstructure through OM and SEM

Fig.2 - OM micrographs of grain structure of alloy AF955® - 127 mm diameter bar in the precipitation hardening condition

as per Gr. 3: a) center; b) mid radius; c) near outer diameter surface. Grain size G was determined in accordance with ASTM E112 – comparison method.

Grain structure observations performed through conven-

parison method. For both grades, the grain size G was No.

cross-section of alloy AF955® 127 mm diameter bars (cen-

to No. 3-4 near outer diameter surface. The microstructure

tional OM were carried out at different positions over the

tre, mid radius and near outer diameter surface). Grain size

OM micrographs of grade Gr. 3 and grade Gr. 3HS of alloy AF955® are reported in Figs. 2 and 3, respectively. Grain size G was determined complying on ASTM E112 – com-

4 at center and mid radius locations, and slightly coarser up resulted therefore was essentially the same for both grades,

very homogeneous over the entire product cross-section

and no random or topological duplex grain size as determined and rated according to ASTM E1181 were observed.

Fig.3 - OM micrographs of grain structure of alloy AF955® - 127 mm diameter bar in the precipitation hardening condition as per Gr. 3HS: a) center; b) mid radius; c) near outer diameter surface. Grain size G was determined in accordance with ASTM E112 – comparison method.

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Memorie scientifiche - Metallurgia fisica

Fig.4 - SEM micrographs (SEI) of coarse precipitates in alloy AF955ÂŽ after heat treatment as per: a) Gr. 3 and b) Gr. 3HS.

Fig.5 - Typical EDS spectra from: a) small precipitates (bright) in micrographs reported in Figs. 4; b) coarse precipitates (grey) in micrographs reported in Figs. 4.

Observations of micrometric precipitates were performed

in 127 mm diameter bars. Secondary Electron Imaging (SEI) SEM micrographs are reported in Fig. 4 for Gr. 3 and

Gr. 3HS. Two different typologies of micrometric precipitates were found. Precipitates of prismatic shapes of about 10 Âľm diameter, and smaller irregular shape precipitates of

1-2 Âľm diameter. The two typologies of precipitates have different brightness, indicating that their chemical compo-

sitions could be significantly different. Secondary Electrons

(SE) are insensitive to the atomic numbers (Z) of elements

at the accelerating voltage of 20 kV, while Back-Scattered Electrons (BSE) are sensitive, having energy proportional to

Z (and other physical parameters). However, BSEs can hit

the SE detector contributing significantly to the SEI formation, showing different brightness with different precipita-

tes. In Gr. 3HS the number of small precipitates seemed to

be slightly increased because of the additional heat treatment compared to Gr. 3. In Fig. 5 typical EDS spectra from the two typologies of precipitates are reported, while the resulting chemical compositions are reported in Table 4.

Even if the proper chemical composition determination of La Metallurgia Italiana - ottobre 2020

smaller micrometric precipitates through EDS on the SEM is hindered by the small size of the analyzed point, because

of the X-rays coming from the adjacent matrix, some conclusions can be found by comparing the precipitate compositions with the matrix one. The chemical composition of

the light grey precipitate with the EDS spectrum of Fig. 5a

shows higher contents of C and Nb (also Ti is higher than in the matrix) than the matrix composition, revealing that

the precipitates are Nb carbides or Nb-Ti-C. For the coarse precipitate of prismatic shape (Fig. 5b) N and Ti contents are higher (also Nb), revealing that the precipitates are Ti

nitrides. Indeed, both these micrometric precipitates do not affect the strength of alloys, since their dimensions and

characteristic inter-particle distances are by far larger than

the nanometric Burgers vector modulus, one of the cry-

stallographic parameters characterizing the interaction of

dislocation motion with obstacles. However, these coarse precipitates could affect the ductility, particularly at high

temperature, causing the occurrence of premature failure, which has been analysed later.

pagina 10

Scientific papers - Physical Metallurgy Tab.4 - Chemical composition of precipitates determined by EDS analysis (% wt).

Spectrum

C

N

Al

Si

Ti

Cr

Mn

Fe

Ni

Nb

Mo

Fig. 5a

17.15

-

0.18

0.16

3.53

11.13

0.16

3.92

25.27

35.55

2.95

Fig. 5b

1.34

19.39

-

-

66.92

0.68

-

0.19

0.96

10.40

0.05

Matrix

3.26

-

0.46

0.08

0.94

21.84

-

7.83

54.75

4.83

6.07

TEM-Microstructure

reflections [10,11,14]. This issue was solved by compari-

have dimensions and characteristic inter-particle distances

reflections and then the superimposed (γ’ + γ’’) reflections

Precipitates that affect significantly the strength of alloys, comparable to the Burgers vector modulus of γ matrix, like

for nanometric γ’ and γ’’ phase precipitates in nickel-base superalloys produced after proper heat treatments. TEM

observations are needed for quantitative characterization of these nanometric precipitates. However, when γ’ and

γ’’ precipitates are present, it is not possible to obtain Dark Field (DF) images of isolated γ’ particles, because all the γ’ phase reflections are superimposed to the γ’’ precipitates

son of two DF images obtained after selecting firstly the γ’’ with the objective aperture. This technique [10,11,14] was

used to acquire DF micrographs of AF955® samples after

different heat treatments, and an example is reported in Fig. 6 for Gr. 3HS. In Fig. 6a, only γ’’ Selected Area Diffractions (SAD) reflections were selected and elongated γ’’ particles are visible in DF images. When γ’ + γ’’ SAD reflections are se-

lected, also cubical γ’ precipitates appear, so discrimination could be done for quantitative precipitate measurements.

Fig.6 - Precipitates characterization in AF955® Gr. 3HS. DF micrographs: (a) with only γ’’ SAD reflections showing elongated γ’’ precipitates; (b) with γ’ + γ’’ SAD reflections showing elongated γ’’ particles and cubical γ’ precipitates.

Mean long axis a and short axis c of elongated γ’’ precipita-

tes and mean diameter d of γ’ precipitates were found out by image analysis of DF micrographs. The thicknesses t of

the thin foils containing γ’’ and γ’ phases were evaluated by

CBED method, so the volume fractions were calculated.

The results of precipitates dimensions and volume fractions

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are reported in Table 5. In the Gr. 3HS, there was the pre-

sence of γ’ and γ’’ precipitates, whilst the γ’ phase was not detectable in the Gr. 3 sample. The volume fractions for γ’’

phase were similar in both the samples, with a slightly higher value for the Gr. 3 condition. For detailed calculations see [14].

pagina 11

Memorie scientifiche - Metallurgia fisica Tab.5 - Mean dimensions and volume fractions of γ’’ and γ’ precipitates in AF955® after different heat treatments as determined from the analysis of DF TEM micrographs. FV, γ’ is he volume fraction of γ’ precipitates and FV, γ’’ of γ’’ precipitates.

Gr. 3

a = 14.3 ± 3.0 nm

γ’’

Gr. 3HS

c = 6.7 ± 2.0 nm

FV,γ’’ =0.08 ± 0.02

γ’’

a = 15.2 ± 3.0 nm c = 6.5 ± 2.0 nm

FV,γ’’ =0.06 ± 0.02

γ’

d = 13.5 ± 3 nm

FV,γ’’ =0.12 ± 0.02

According to the data gathered in Table 5, the inter-par-

Ashby-Orowan equation [15] defines the inter-particle di-

ticle distances for Gr. 3 and Gr. 3HS were calculated. The

stance λ as

1) where r is the precipitate radius, and b is the Burgers vec-

radius r = (a2c)1/3 was used as input in Eq. 1, and because of

tor intensity. Since γ’’ precipitates are oblate, an equivalent

oblateness, λ in Eq. 1 has to be modified according to [16]

2)

with h = c/a. In order to find the mean interparticles in Gr.

ticle distances were summed according to [17]

3HS distance because of γ’’ and γ’, the two mean inter-par-

3) In Table 6 the results of λ calculations are reported.

Tab.6 - Mean inter-particle distances λ in AF955® after different heat treatments.

Precipitates

λ (nm)

Gr. 3

γ’’

18.3

Gr. 3HS

γ’ + γ’’

9.8

DISCUSSION

growth. Therefore, mechanical properties can be significant

The microstructure of metallic alloys resulting from ther-

So, homogeneity has indeed to be obtained. In the pro-

Microstructure and mechanical properties

mo-mechanical processing like forging can results in significant microstructure and mechanical properties heterogeneity. The deformation through the workpiece from the

surface to the core is heterogeneous because of external stress conditions and lubricant setting between workpiece

and tools [12,13]. This heterogeneity can drive a heterogeneous evolution of the microstructure during deformation

steps at high temperatures because of dynamic and me-

ta-dynamic recrystallization, and also in subsequent heat treatments because of static recrystallization and grain La Metallurgia Italiana - ottobre 2020

heterogeneous with application problems in components. duction of 127 mm diameter bars of alloy AF955®, the grain size was homogeneous over the entire cross section and,

consistently, the HRC hardness did not change significantly from the surface to the core of the bars.

The micrometric coarse precipitations resulted to be Nb(Ti)C and Ti(Nb)N. These precipitations have no effects on the

strength of nickel-base superalloy, since the antiparticle distance is by far larger than the Burgers vector length. Howe-

ver, they can affect the ductility of alloys particularly at high

temperature, nucleating cracks and giving rise to premature pagina 12

Scientific papers - Physical Metallurgy failures [15]. The heat treatment for the Gr. 3 produced a si-

lity and correlation between plastic deformation properties

UTS) and reduction of ductility (-41.3% of eR) compared to

carried out according to the Kocks-Mecking approach [16-

gnificant increase of strength (+129.7% of SY and +42.5% of the alloy in S.A. conditions. The additional heat treatment at 621°C for 8 hours, followed by air cooling, for Gr. 3HS

produced a higher increase of strength (+164.8% of SY and

and microstructure, the strain hardening analysis has to be 20]. In Fig. 7a the true stress-true strain curves of AF955® in

S.A., Gr.3 and Gr. 3HS conditions are reported, where true stress σ = S∙(1 + e) and ε = ln(1 + e) and S and e have the usual

+55.3% of UTS) and larger reduction of ductility (-49.2% of

meaning. In Fig. 7b the strain hardening rate dσ/dε is plotted

little reduction of ductility compared to Gr. 3, and the more

fy the Considére’s criterion, Ө (= dσ/dε) = σ, which identify

eR). So, Gr. 3HS had a significant increase of strength with a significant presence of coarse precipitates of carbides and

nitrides did not seem to affect the ductility of Gr. 3HS at room temperature. Indeed, to have a further support to the

rationalization of the effects of coarse precipitates on ducti-

against the true stress σ. The line through the origin identithe beginning of necking, i.e. the strain localization. All the tensile tests achieved the Considére’s criterion, and run farther, indicating that no premature failures occurred.

Fig.7 - a) True stress-true strain flow curves of AF955® after solution annealing (S.A.), and heat treatments Gr. 3 and Gr. 3HS; b) Kocks-Mecking diagram: strain hardening data Ө (= dσ/dε) vs. σ of the flow curves in Fig. 7a. The line through the origin identify the Considére’s criterion, Ө = σ, that is, the begin of strain localization.

Correlation between yield stress and microstructure

se precipitates produced in AF955® after proper heat tre-

because of nanometric precipitates that have dimensions

The flow stress of metallic alloys comes into two compo-

The significant increase of strength in metallic alloys occurs

and characteristic inter-particle distances comparable to the Burgers vector modulus of λ matrix. So γ’ and γ’’ pha-

atments contributed significantly to the strength increase. nents [17]:

4) where σYield is the yield strength in true stress, whilst σ(εp) is

elements and by precipitation hardening because of the

cation density ρ during straining. In AF955® strengthening

cation density can be neglected, σYield can be described as

the true stress component because of the increase of dislo-

occurs by solid solution in the γ matrix because of alloying

phases γ’’ and γ’, so, through assuming that the initial dislo[22,23]

5) where σSS and σPH are the solid solution and the precipita-

So, values of flow stress at εp = 0.1% were assumed as σYield,

tion hardening stress components, respectively. For lower

since εp = 0.1% seemed to be a suitable compromise. So

be introduced by the uncertainty in the experimental de-

879.8 MPa for Gr.3 and 1022.2 MPa for Gr. 3HS.

strains significant strain hardening was already established.

by mobile dislocations a/2<1-10>{111} gliding in the γ ma-

strains significant errors in the determination of σYield could

terminations of the Young modulus E, whilst at higher

La Metallurgia Italiana - October 2020

σYield of the S.A. AF955® was found to be 383.2 MPa, while

γ’ and γ’’ precipitates are deformable, that is, they are cut

pagina 13

Memorie scientifiche - Metallurgia fisica trix, so σPH in Eq. 5 results in contributions from dfferent

ticle and the matrix, producing σChem; and finally, a modu-

strengthening mechanisms resulting from cutting. Since γ’

lus hardening due to different shear moduli between the

present. Furthermore, and γ’ and γ’’ phases have crystal-

are reported in [14,15,22,23]. Two possible rationalizations

ries (APB) are produced in the particles with cutting, and a

slocations (WCD) model, when the coupling between le-

and γ’’ phases are coherent to the γ matrix, misfit strain is

lographic structures different from γ, antiphase bounda-

second trailing coupled dislocation has to cut the particle again to erase the APB and set back the original crystal-

lographic order. Therefore, the different hardening me-

chanisms involved in cutting coherent particles are as follows: first, the overcoming of the strain misfit between the coherent particle and the matrix, giving rise to an extra cri-

particle and the matrix, producing σMod. Detailed equations

of APB strengthening can be given: Weakly Coupled Diading and trailing dislocations cutting through the γ’ and

γ’’ precipitates is weak (i.e. the distance between leading

and trailing dislocations is larger than the mean precipitate size); and Strongly Coupled Dislocations (SCD) model, when the coupling between leading and trailing disloca-

tions cutting through the γ’ and γ’’ precipitates is strong

tical resolved shear stress σCoh; second, APB formation in

(i.e. die stance between leading and trailing dislocations

due to the increase of the interface between the cut par-

these mechanisms are superimposed according to

the particle, producing σAPB; then, a chemical hardening

is shorter than the mean precipitate size) [5,22,23]. In [22],

6) with n = 1.8. Through using at σSS = 383.2 MPa (stress for

ement with detailed simulations on the microstructure

ses with Eq. 5 for AF955® Gr. 3 and Gr. 3HS for the WCD

(UNS N07718) hardened by γ’’ and γ’ precipitation [16]. So,

S.A. AF955® at εp = 0.1%), the predictions of the yield stres-

and SCD models [14] are reported in Table 7, for compari-

son. The yield stresses predicted by WCD model is closer to the experimental values of yield stresses. Indeed, the

contributions from APB formation was dominant, in agre-

and strength evolution in the heat-treated superalloy 718 AF955® Gr. 3 resulted to be significantly strengthened

by deformable γ’’ particles only, whilst Gr. 3HS resulted stronger than Gr. 3 because of the presence of deformable γ’’ and γ’ particles in a higher total volume fraction.

Tab.7 - Comparison between experimental yield stresses σY,Exp and prediction from deformable particles for WCD and SCD models. The values σY,Exp were measured at εp = 0.1% in AF955®. σY,Exp(MPa)

σY,WCD(MPa)

σY,SCD(MPa)

Gr. 3

879.8

944.0 ± 62.3

779.9 ± 46.1

Gr. 3HS

1022.2

1027.5 ± 78.5

895.8 ± 67.1

CONCLUSIONS

the different mechanical behaviors. The Weakly Coupled

nickel-base superalloy AF955® after forging and two diffe-

precipitation hardening effects on the tensile mechancial

The mechanical and strain hardening behavior of the new

rent heat treatments were investigated. Microstructure by

OM and SEM and mechanical properties by Rockwell har-

dness and tensile testing were investigated in 127 mm diameters bars. The microstructure and mechanical homogeneity were investigated. The strain hardening analysis through Kocks-Mecking diagram confirmed good integrity as both Gr. 3 and Gr. 3HS achieved necking. For detailed rationalization of the response of the AF955® to different

heat treatments, the dimensions and volume fractions of γ’’

and γ’ particles were quantified through TEM to rationalize

La Metallurgia Italiana - ottobre 2020

Dislocations(WCD) model could explain quantitatively the properties AF955® after different heat treatments. AF955® Gr. 3 resulted to be significantly strengthened by deformable γ’’ particles only, whilst Gr. 3HS resulted stronger

than Gr. 3 because of the presence of deformable γ’’ and γ’ particles in a higher total volume fraction.

ACKNOWLEDGEMENTS

Mr. T. Ranucci and D. Della Torre from ICMATE-CNR are thanked for the technical support.

pagina 14

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La Metallurgia Italiana - October 2020

pagina 15

Memorie scientifiche - Metallurgia fisica

Studio degli stress residui mediante diffrazione X di un interlayer W/Cu depositato con plasma spraying A. Fava, E. Pakhomova, A. Varone

Il tungsteno viene considerato un ottimo materiale per la realizzazione di componenti posti a protezione dei materiali che si affacciano al plasma nei futuri reattori a fusione nucleare. In questo lavoro è stato studiato il sistema CuCrZr-W/Cu–W al fine di valutare l’efficacia dell’interlayer rappresentato da un materiale funzionalmente graduato (FGM), ottenuto mediante plasma spraying (PS). A tal fine sono stati misurati gli stress residui mediante la tecnica di diffrazione dei raggi X (XRD).

Il rivestimento e l’interlayer mostrano un’ottima adesione senza presenza di interfacce e risultano esenti da cricche. I risultati permettono di concludere che l’impiego di un interlayer FGM consente di migliorare la qualità della giunzione mitigando l’accumulo degli stress residui del rivestimento e del substrato.

PAROLE CHIAVE: REATTORI A FUSIONE NUCLEARE, TUNGSTENO, PLASMA SPRAYING, STRESS RESIDUI, MATERIALI FUNZIONALMENTE GRADUATI, DIFFRAZIONE DEI RAGGI X INTRODUZIONE

Il tungsteno grazie alle sue eccellenti caratteristiche termo-meccaniche, alla conducibilità termica relativamente

alta, alla sua bassa attivazione sotto il flusso neutronico e bassa ritenzione del trizio viene considerato un ottimo materiale per la realizzazione delle armature a protezione del sistema di raffreddamento del divertore nei reattori a fusio-

ne nucleare [1]. In particolar modo per ITER (International Thermonuclear Experimental Reactor), è richiesto che i materiali strutturali, che si interfacciano con il plasma, siano

resistenti a carichi termici sia stazionari (5-20 MW/m2), che

transienti, e al flusso di particelle [2-6]. Il sistema di raffred-

damento consiste in tubi di materiale con alta conducibilità

termica, come la lega di rame CuCrZr (Cr, Zr < 1%) che sarà

utilizzata nei futuri reattori ITER e DEMO (Demonstrational thermonuclear plant) [7-11].

Il processo di giunzione del tungsteno con i materiali del

A. Fava

Dipartimento di Energia, Divisione di Ingegneria Nucleare, Politecnico di Milano

E. Pakhomova

Dipartimento di Ingegneria meccanica, chimica e dei materiali, Università degli studi di Cagliari (corresponding author)

A. Varone

Dipartimento di Ingegneria Industriale, Università degli studi di Roma “Tor Vergata”

sistema di raffreddamento è complicato per l’elevata differenza dei coefficienti d’espansione termica e l’alta fragilità del tungsteno. Per evitare che gli stress, generati all’interfaccia, portino alla propagazione di cricche e al distacco del

rivestimento dal substrato è di grande importanza scegliere la tecnica di giunzione adatta e uno strato intermedio (in-

terlayer) idoneo tra i due materiali. La tecnica del plasma

La Metallurgia Italiana - ottobre 2020

pagina 16

Scientific papers - Physical Metallurgy spraying (PS) è particolarmente adatta per rivestire superfici

il rivestimento di W e il substrato di lega di rame andando a

relativamente bassi. Può essere realizzata in diverse atmo-

Cu. L’ adesione tra i vari strati risulta essere stabile anche

In studi precedenti [14-18], il PS è stato impiegato, in atmo-

mento da plasma.

estese e di forma complessa, lavorare in-situ e vanta costi sfere – sotto vuoto, in atmosfera controllata e in aria [12-13].

sfera controllata di Ar, nella realizzazione di diverse tipolo-

depositare mediante PS in vuoto un interlayer di FGM W/

dopo l’esposizione ad elevati carichi termici e all’irraggiaPer valutare l’efficienza del sistema substrato – interlayer -

gie di materiali per il settore nucleare.

rivestimento è utile verificare la distribuzione degli stress

no con alta velocità di impatto sul substrato pre-riscaldato

layer, per garantirne la stabilità [17].

Durante il processo di PS gocce di tungsteno si deposita-

che dovrebbero concentrarsi principalmente nell’inter-

e solidificano formando un rivestimento strato dopo strato.

In questo lavoro è stato studiato il sistema CuCrZr - FGM

una duplice origine: i) il processo di solidificazione della

utilizzata per determinare gli stress residui al fine di valutare

Gli stress residui in questo tipo di sistema possono avere

W/Cu – W. La tecnica di diffrazione dei raggi X (XRD) è stata

goccia che contraendosi genera uno stress di tensione; ii) i

l’efficacia dell’interlayer ottenuto mediante PS.

rivestimento che entrano in gioco durante il raffreddamen-

MATERIALI E METODI

Per mitigare gli stress residui, accumulati all’interfaccia

mm e diametro di 30 mm) sono stati prodotti depositando

sione termica dei due materiali, può essere usato un inter-

W/Cu – W) tramite PS in atmosfera controllata. I parametri

modificare gradualmente le proprietà termo-meccaniche

ti durante il processo sono riportati in Tab. 1. L’interlayer è

diversi coefficienti di espansione termica del substrato e del to di tutto il sistema a temperatura ambiente [19, 20].

substrato/rivestimento a causa della differenza tra l’espan-

layer funzionalmente graduato (FGM). I FGM consentono di

tra substrato e rivestimento grazie ad una progressiva variazione della percentuale degli elementi presenti in ogni

strato dell’interlayer [21-24]. F.L. Chong et al. [25] hanno dimostrato la possibilità di ottenere una buona giunzione tra

I campioni di CuCrZr - FGM W/Cu – W (di altezza pari a 10.6 sul substrato (CuCrZr), l’interlayer ed il rivestimento (FGM

(corrente e voltaggio) e la miscela di gas di Ar-H2 utilizza-

stato ottenuto a partire da una miscela di polveri di W e Cu puri, cioè non prealligati, la cui composizione è stata variata gradualmente (Tab. 1).

Tab.1 - Parametri di deposizione (atmosfera, corrente e voltaggio) del plasma spraying e relativa % in volume dell’in-

terlayer FGM W/Cu / Deposition parameters (atmosphere, current and voltage) of plasma spraying and corresponding %Vol. of FGM W/Cu interlayer.

I parametri del plasma

Composizione, Vol. %

Ar,%-H2,%

Corrente, A-Voltaggio, V

Cu %

W%

50-9,5

520-62

90

10

50-9,5

520-62

85

15

55-14

600-69

79

21

55-14

600-69

71

29

55-14

600-69

59

41

55-14

600-69

42

58

60-14

620-70

18

82

60-14

620-70

10

90

60-16

620-70

0

100

La Metallurgia Italiana - October 2020

pagina 17

Memorie scientifiche - Metallurgia fisica In Fig. 1 è mostrata la sezione ortogonale di un campione

spessore 2.6 mm. Substrato – interlayer - rivestimento mo-

da cui è possibile osservare il substrato di CuCrZr con uno

strano una buona adesione e risultano esenti da cricche.

spessore di 8 mm e l’interlayer W/Cu-rivestimento W di

Fig.1 - Sezione ortogonale del campione CuCrZr - FGM W/Cu – W / Orthogonal section of CuCrZr – FGM W/Cu - W sample In Fig. 2 sono riportate le micrografie effettuate al micro-

1.2 mm) costituito da rame e isole di tungsteno. La stratifi-

scopio ottico (MO) (Fig. 2a) e al microscopio elettronico in

cazione mostra una morfologia alquanto complessa risulta-

scansione (SEM) (Fig. 2b). Dalle immagini è possibile osser-

to del processo di deposizione. Le mappe chimiche di Fig.2

vare le diverse zone: il substrato CuCrZr (a sinistra), il rive-

(c,d) mostrano la distribuzione degli elementi (W e Cu) nel

stimento di W (a destra) e l’interlayer (di spessore di circa

sistema substrato-interlayer-rivestimento.

Fig.2 - Sistema CuCrZr - FGM W/Cu – W: micrografia di microscopia ottica (a), SEM (b) e microanalisi EDS dell’ area mostrata in b) (c e d) / CuCr – FGM W/Cu – W system: Optical microscope micrograph (a), SEM (b), EDS micro-analysis of the area showed in b) (c e d).

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pagina 18

Scientific papers - Physical Metallurgy Determinazione degli stress residui

terminando uno spostamento del picco verso angoli più

La diffrazione dei raggi X è stata utilizzata per determinare

alti quando sono presenti stati di compressione mentre nel

gli stress residui presenti nel sistema CuCrZr - FGM W/Cu

caso di stress di trazione verso angoli minori. La deforma-

– W. Il metodo si basa sulla misura delle deformazioni del

zione può essere calcolata dalla variazione della distanza

reticolo studiando le variazioni delle distanze reticolari (d)

reticolare di una famiglia di piani cristallini (d) del materiale

di un materiale policristallino indotte dagli stress di com-

esaminato rispetto a quella dello stesso materiale privo di

pressione o trazione. Infatti, gli stress residui, in particolare

stress (d0) utilizzando la seguente equazione:

quelli del 1° ordine, modificano le distanze reticolari, de-

1)

Il valore così ottenuto rappresenta la deformazione elasti-

diffrazione X sono state condotte traslando il campione

ca lungo la direzione normale alla superficie irraggiata del

sotto il fascio di raggi X con un passo di 250 µm. In fig. 3,

campione [26]. Dalla deformazione si determina lo stress

i numeri da 1 a 6 mostrano la posizione centrale del fascio

residuo mediante la legge di Hooke, una volta noto il mo-

che possiede una largehezza di circa 2 mm. Gli spettri di dif-

dulo di Young del materiale.

frazione sono stati ottenuti utilizzando la radiazione Cu-Kα

Al fine di determinare la deformazione del sistema CuCrZr -

(λ= 1.5408 Å) con step angolari 2Ө = 0.05° e tempo di con-

FGM W/Cu – W in varie posizioni e quindi studiare gli stress

teggio per step di 2 s.

residui in substrato, interlayer e rivestimento, le prove di

Fig.3 - Rappresentazione schematica delle differenti zone del campione dove sono state effettuate le misure XRD / Scheme of different areas of the sample where are collected XRD measurements.

I picchi di diffrazione (Fig. 4) sono stati indicizzati confron-

le identificare la zona 4 come quella di confine tra substrato

tando le posizioni sperimentali con quelle del database

e interlayer, in quanto è la prima ad essere caratterizzata dal-

JCPDS-ICDD del Cu (File 4-836) e del W (File 4-806) [27]. Dal

la simultanea presenza delle riflessioni del Cu e del W.

confronto degli spettri ottenuti nelle diverse aree è possibi-

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pagina 19

Memorie scientifiche - Metallurgia fisica

Fig. 4 - Spettri di diffrazione X ottenuti nelle diverse zone (1-6) indicate in Fig. 3 / XRD spectra of the different areas (1-6) showed in Fig. 3.

Al fine di determinare gli stress residui sono stati raccolti

adottata.

spettri di precisione con step angolari 2Ө = 0.005° e tempo

La componente Kα1 della riga {110} del Cu è stata utilizza-

di conteggio per step di 2 s. I picchi sono stati corretti elimi-

ta per determinare la posizione (Ө) del picco e calcolare gli

nando il contributo della Kα2 attraverso un fitting con curve

stress residui presenti a seguito del processo di deposizio-

di Lorenz. A titolo di esempio si riporta in Fig. 5 la procedura

ne.

Fig. 5 - Procedura adottata per eliminare il contributo della Kα2 attraverso un fitting con curve di Lorenz / Employed method to eliminate Kα2 contribution by fitting with Lorentzian curves.

La Metallurgia Italiana - ottobre 2020

pagina 20

Scientific papers - Physical Metallurgy RISULTATI E DISCUSSIONE

verso angoli più bassi muovendoci dal substrato (zona 3) al

La Fig. 6 e la Fig. 7 mostrano lo spostamento della compo-

rivestimento attraverso l’interlayer (zona 4, 5, 6). Tale varia-

nente Kα1 del picco {110} del Cu e del W delle diverse zone

zione è indice della presenza di stress di trazione nella di-

dell’interlayer, le cui intensità sono state normalizzate. Per

rezione normale (z) alla superficie del campione, ovvero di

il Cu si osserva un progressivo spostamento del picco (Ө)

compressione in quella di deposizione (y): 2)

Fig. 6 - Spostamento progressivo del picco {110} del Cu dal substrato (zona 3) all’interlayer (zona 6) / Progressive shift of the Cu {110} peak from the substrate (area 3) to the interlayer (area 6).

Fig. 7 - Spostamento del picco {110} del W / Shift of the W {110} peak.

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pagina 21

Memorie scientifiche - Metallurgia fisica Dallo spostamento dei picchi mostrati in Fig. 6 e Fig. 7 e uti-

per il W 2Ө = 40.264° e il modulo di Young pari a 400 GPa. Il

lizzando l’Eq. 1 sono stati determinati gli stress residui (Tab.

segno meno riportato in Tab. 2 indica per convenzione stress

2) del Cu presente nel substrato (zona 1, 2 e 3) e nell’inter-

di compressione.

layer (zona 4, 5 e 6) oltre che quelli del W nell’interlayer. Per

Un risultato significativo è che gli stress residui osservati nell’

calcolarli si è considerato come dato di riferimento (materia-

interlayer si distribuiscono diversamente nel W e nel Cu, ri-

le libero da stress) quello riportato per il Cu e il W nel da-

sultando maggiormente concentrati nel metallo duttile (Cu).

tabase JCPDS_ICDD, scheda 4-836 e 4-806 rispettivamente.

In altre parole, il processo di deposizione adottato ha rag-

La posizione del picco di riferimento del Cu per i piani {110}

giunto il suo scopo cioè di concentrare gli stress residui nel

è 2Ө = 74.130° e il modulo di Young pari a 110 GPa, mentre

Cu e limitarne la presenza in quello più fragile (W).

Tab.2 - Valori delle deformazioni (ε) e degli stress residui (σ) del Cu dalla zona 1 alla zona 6 e del W dalla zona 4 alla zona 6 / Strain (ε) and residual stress (σ) values of Cu from 1 to 6 area and of W from 4 to 6 area.

Cu

W

Zona

2Ө

ε

σ (MPa)

2Ө

ε

σ (MPa)

1

74,062

7,9x10-4

86

--

--

--

2

74,083

5,5x10-4

60

--

--

--

3

74,064

7,7x10-4

84

--

--

--

4

74,063

7,8x10-4

86

40,298

-6,8 x10-4

-273

5

74,049

9,4x10-4

103

40,28

-3,0 x10-4

-121

6

74,017

1,3x10-3

144

40,286

-3,7 x10-4

-149

Gli stress residui osservati nelle zone 1, 2 e 3 sono associati

mento.

alle lavorazioni a cui il campione è stato sottoposto, quali ad

Il campione W-Al/Ni/Si-CuCrZr è stato ottenuto depositan-

esempio le operazioni di taglio, pertanto non essendo legati

do 5 mm del rivestimento di W sul substrato di lega CuCrZr

al processo di deposizione mediante PS non verranno ulte-

con un interlayer di spessore di ~ 800 µm di Al, Ni e Si le cui

riormente discussi.

proporzioni sono riportate in [28]. Il campione è stato esami-

Gli stress di trazione del rame osservati nelle zone 4, 5 e 6 au-

nato mediante XRD per determinare gli stress residui [29] e i

mentano progressivamente all’aumentare della percentuale

risultati sono riportati nella Tab. 3.

di W presente nell’interlayer. Questi valori se confrontati con

Pertanto, in un materiale senza interlayer, le deformazioni

quelli ottenuti in un precedente lavoro [17], per un sistema

sono sostanzialmente dovute alla presenza di un’interfac-

W/CuCrZr privo di interlayer, evidenziano il vantaggio di

cia diretta tra substrato e coating che possiedono proprietà

non avere un’interfaccia diretta tra substrato e rivestimento

termo-meccaniche molto differenti. L’utilizzo di un mate-

(Tab. 3). La presenza dell’interlayer consente infatti di ridurre

riale FGM (Al/Si/Ni), con proprietà intermedie tra substrato

gli stress residui che si accumulerebbero altrimenti all’inter-

e rivestimento, determina stress residui inferiori rispetto alla

faccia tra W e Cu favorendo un possibile distacco del rivesti-

giunzione netta W/CuCrZr.

La Metallurgia Italiana - ottobre 2020

pagina 22

Scientific papers - Physical Metallurgy Tab.3 - Confronto dei valori delle deformazioni dei tre sistemi: W- FGM W/Cu -CuCrZr, W-Al/Ni/Si-CuCrZr, W-Cu senza interlayer / Comparison of strain values of three systems: W- FGM W/Cu -CuCrZr, W-Al/Ni/Si-CuCrZr, W-Cu without

interlayer.

Sistema

W- FGM W/Cu -CuCrZr

W-Al/Ni/Si-CuCrZr

W-Cu senza interlayer

Rivestimento

-

εW= 4,5 x10-4

εW= 9,83 x10-3

interlayer

Substrato

Zona 6

εCu = 1,3 x10-3

εw = -3,7 x10-4

Zona 5

εCu = 9,4 x10-4

εw = -3,0 x10-3

Zona 4

εCu = 7,8 x10-4

εw = -6,8 x10-4

Zona 3

εCuCrZr = 7,7 x10-4

Zona 2

εCuCrZr = 5,5 x10-4

Zona 1

εCuCrZr = 7,9 x10-4

εNi = 1,5 x10-3

-

εAi = 1,3 x10-2

εCuCrZr = 9,6 x10-4

εCuCrZr = 2,87 x10-3

Risulta inoltre fondamentale la scelta del materiale da inter-

nel substrato di CuCrZr – interlayer di FGM W/Cu – rivesti-

porre tra substrato e rivestimento. Un materiale FGM, come

mento di W.

quello in esame, presenta un ulteriore vantaggio rispetto ad

I principali risultati possono essere riassunti come segue:

altri sistemi di interlayer (Tab.3).

I.

Il Cu mostra stress di compressione, nella direzione

Realizzare un interlayer con gli stessi elementi (W e Cu) che

di deposizione, che aumentano progressivamente all’

costituiscono il substrato (CuCrZr) e il rivestimento (W),

aumentare della percentuale di W dell’interlayer;

variando gradualmente la loro percentuale, consente di ottenere un sistema in cui le proprietà termo-meccaniche si modificano senza discontinuità. In questo modo si riducono

II.

Il W mostra stress di trazione con valori inferiori ri-

spetto a quelli del Cu dell’interlayer; III.

I valori delle deformazioni ottenute risultano più

ulteriormente gli stress che possono generarsi nei singoli

bassi di quelle determinate in altri sistemi (W-Cu senza

strati. L’approccio adottato qui ha anche un altro importante

interlayer oppure W-Al/Ni/Si-CuCrZr).

vantaggio rispetto al sistema W-Al/Ni/Si-CuCrZr, che ha mostrato un ottimo comportamento meccanico e ha superato

Il sistema esaminato mostra stress residui minori in quanto

tutti i test di carico termico [30], cioè non contiene elementi

utilizzando W e Cu come elementi di interlayer si ha una va-

come il Nichel che si attivano sotto irraggiamento neutronico

riazione più graduale delle proprietà meccaniche e termiche.

e quindi rappresenterebbero un problema serio nei reattori a fusione nucleare che hanno una componente neutronica da

Questo ci permette di concludere che l’impiego di un inter-

14.1 MeV.

layer FGM, realizzato con gli stessi elementi (W e Cu) che costituiscono il substrato (CuCrZr) e il rivestimento (W), in

CONCLUSIONI

combinazione con la tecnica di PS consente di migliorare la

La tecnica di PS ha permesso di realizzare una giunzione tra

qualità del sistema limitando gli stress residui nel materiale

W e CuCrZr interponendo un FGM, che mostra un’ottima

più fragile (W) e concentrandoli in quello più duttile (Cu).

adesione tra gli strati ed è esente da cricche. Mediante dif-

Questo è garanzia di un buon comportamento meccanico e

frazione a raggi X sono stati valutati gli stress residui presenti

di eccellente adesione del rivestimento.

La Metallurgia Italiana - October 2020

pagina 23

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Study of residual stresses through X-ray diffraction of a W/Cu interlayer deposited by plasma spraying Tungsten is considered an excellent material for the realisation of components protecting the plasma facing materials in nuclear fusion reactors. In this work, the CuCrZr - W / Cu - W system is studied in order to evaluate the efficiency of the interlayer consisting in a functional graded material (FGM), obtained by plasma spraying (PS). Residual stresses are measured using X-ray diffraction technique (XRD). The coating and interlayer exhibit excellent adhesion without the presence of interfaces and cracks. The results show that the use of an FGM interlayer allows to improve the quality of the joint decreasing the accumulation of residual stresses of the coating and substrate.

KEYWORDS: NUCLEAR FUSION REACTORS, TUNGSTEN, PLASMA SPRAYING, RESIDUAL STRESSES, FGM, X-RAY DIFFRACTION

La Metallurgia Italiana - October 2020

pagina 25

Memorie scientifiche - Metallurgia fisica

Predizione delle proprietà meccaniche di barre nervate per le costruzioni tramite la combinazione di modelli agli elementi finiti e modelli data-driven V. Colla, M. Vannucci, R. Valentini

Le barre nervate da cemento armato sono utilizzate nell'industria edile per conferire alla struttura delle costruzioni le caratteristiche di trazione e resistenza che possano garantire la sicurezza degli edifici. Tali barre sono realizzate tramite trattamenti termici nel processo TempCore®, i quali mirano all'ottenimento di una struttura interna del materiale che garantisca le caratteristiche meccaniche desiderate. In questo lavoro sono utilizzate tecniche avanzate di data processing e modelli data-driven al fine di sviluppare modelli predittivi per le principali caratteristiche meccaniche delle barre utilizzando informazioni sulla composizione chimica dell'acciaio e sui trattamenti termici nonché i risultati di un modello agli elementi finiti che stima la microstruttura delle barre. I modelli discussi nell'articolo sono stati addestrati e validati utilizzando dati impiantistici e, alla luce dei risultati ottenuti, possono essere utilizzati nella fase di ingegnerizzazione del prodotto e configurazione dell'impianto TempCore®.

KEYWORDS: PROCESSO TEMPCORE®, MACHINE LEARNING, PROPRIETÀ MECCANICHE. INTRODUZIONE

Le barre nervate sono utilizzate nell' industria delle co-

struzioni per rinforzare le strutture di cemento degli edifici aumentandone il grado di resistenza alla trazione e all'allungamento [1]. Questa caratteristica rende tali barre

uno strumento fondamentale nell'industria edile [2, 3]. Attualmente la maggior parte delle barre utilizzate appartie-

ne a due classi principali di acciai: quelli prodotti tramite il

processo TempCore® e gli acciai microlegati. Il processo

TempCore® in particolare opera tramite un brusco raffreddamento della barra all'uscita dell'ultima gabbia di laminazione affinché alla parte esterna della barra venga conferita

una rigida struttura martensitica preservando la struttura austenitica della parte più interna, chiamata anche cuore. Nel-

Valentina Colla, Marco Vannucci TeCIP Institute, Scuola Superiore Sant’Anna, Italy

Renzo Valentini

DICI; Università di Pisa, Italy

le fasi seguenti del raffreddamento, controllate dalle stazioni successive del processo, il calore fluisce dall'interno

verso l'esterno della barra temperando la zona martensitica esterna e favorendo la formazione di una struttura ferritica o perlitica nel cuore attraverso un raffreddamento più lento.

Le caratteristiche meccaniche complessive delle barre prodotte dipendono dalle diverse frazioni in volume delle fasi

presenti le quali, una volta fissata la composizione chimica dell'acciaio, dipendono totalmente dai parametri del pro-

cesso TempCore®, fra cui, principalmente, la portata del La Metallurgia Italiana - ottobre 2020

pagina 26

Scientific papers - Physical Metallurgy flusso di acqua utilizzato per il raffreddamento, la velocità

della barra e la temperatura all'uscita della laminazione [47].

In questa memoria viene presentato un modello integrato per la predizione delle proprietà meccaniche delle barre

nervate per il rinforzo del cemento realizzate tramite il processo TempCore®. Tale modello è composto da un primo

modulo per il calcolo delle frazioni delle fasi e da un secon-

proprietà meccaniche. Il modello proposto rappresenta un

esempio di approccio ibrido alla predizione delle proprietà dei prodotti finiti, che combina metodologie tradizionali

e modelli data-driven sulla base di una tendenza che trova crescente affermazione con il progresso del processo

di digitalizzazione in atto nell’industria siderurgica a livello mondiale [9].

do che predice le proprietà meccaniche delle barre utiliz-

zando tali frazioni. Il primo modulo si basa sull'utilizzo di un modello agli elementi finiti che simula il raffreddamento

della barra [8] mentre il secondo utilizza modelli statistici

basati sui dati forniti dall’impianto per correlare le frazioni percentuali e la composizione chimica dell'acciaio alle

Il processo TEMPCORE

Il processo TempCore® [4-7], rappresentato schematica-

mente in Figura 1, è un trattamento termico in linea espressamente sviluppato per la produzione di barre nervate per cemento armato.

Fig.1 - Rappresentazione schematica del processo TempCore®/ Schematic representation of the TempCore® process.

Il processo, che ha inizio immediatamente dopo l'uscita

cuore della barra che rimane austenitico e mantiene le

della barra dall'ultima gabbia di laminazione, può essere

caratteristiche di duttilità e resistenza allo snervamento

suddiviso in tre fasi successive:

desiderate. Le trasformazioni che avvengono in questa

1. Raffreddamento rapido: in questa fase il raffreddamento rapido è ottenuto mediante l'utilizzo di una se-

fase dipendono principalmente dal diametro della barra e dai trattamenti termici avvenuti durante la fase 1.

rie di getti di acqua. A causa della elevata temperatura

3. Raffreddamento in placca: in questa fase finale, che si

della barra all'entrata del TempCore®, il film di vapore

svolge quando la barra è lasciata in placca, il raffredda-

depositato sulla parte esterna della barra determina la

mento del cuore austenitico avviene molto lentamente

formazione di una pelle martensitica di spessore varia-

e favorisce la formazione di strutture duttili quali la fer-

bile caratterizzata da una notevole durezza e fragilità. In

rite e la perlite.

tale contesto, il cuore della barra mantiene la struttura austenitica mentre, dipendentemente dalle condizioni

Alla fine dell'intero processo la struttura finale della barra

di processo, è possibile la formazione di uno strato in-

risulta formata da una superficie di martensite, uno strato

termedio bainitico.

intermedio di bainite e uno strato interno di ferrite/perlite.

2. Auto-tempra: successivamente al raffreddamento

A titolo di esempio, La Figura 2 riporta una microstruttura

rapido la barra è lasciata raffreddare. In questa fase la

pelle-cuore di una barra nervata da 8 mm prodotta con la

differenza di temperatura fra la zona interna ed esterna

tecnologia TempCore® ed il corrispondente profilo di du-

della stessa genera un trasferimento di calore per con-

rezza dalla superficie verso il cuore.

duzione che tempra la superficie martensitica. Al contempo non si apprezzano trasformazioni riguardanti il La Metallurgia Italiana - October 2020

pagina 27

Memorie scientifiche - Metallurgia fisica

Fig.2 - (a) Tipica microstruttura pelle-cuore di una barra prodotta con la tecnologia TempCore®; (b) corrispondente profilo di durezza dalla superficie verso il cuore per una barra da 8 mm. / (a) Typical skin-core microstructure of a rebar produced with the TempCore® technology; (b) corresponding hardness profile from the surface to the core for an 8 mm rebar.

Le differenti percentuali dei tre stadi forniscono alla barra le

stici presi in considerazione sono

dipendono totalmente dalla composizione chimica dell'ac-

damento utilizzati nella Fase 1

proprietà che la rendono adatta al rinforzo del cemento e

ciaio, dal diametro della barra e dai parametri del processo TempCore® che ne influenzano il raffreddamento [10-12].

MATERIALI E METODI

Il presente lavoro utilizza per il tuning e il test dei modelli

sviluppati un dataset formato da dati raccolti durante la nor-

male operatività dell'impianto e da una serie di test di laboratorio effettuati sui prodotti. In particolare, i dati impianti-

• le portate di acqua di ciascuno dei 21 moduli di raffred• la velocità di laminazione

• le temperature di ingresso e uscita dal sistema di cooling sprays

• la temperatura di arrivo in placca per la barra

Per il tuning e la validazione del modello sono state prodotte circa 180 barre con un diametro che varia fra 14 mm e 26 mm la cui distribuzione è mostrata in Tabella 1.

Tab.1 - Numero di barre prodotte divise per i vari diametri per il tuning e la validazione del modello integrato./ Number of produced rebars, for different diameter values, which were used for the tuning and validation of the integrated model.

Diametro (mm)

# Samples

14

20

16

73

20

25

22

20

24

20

26

25

Tot

183

Il range di variazione della composizione chimica delle barre è invece mostrato in Tabella 2.

La Metallurgia Italiana - ottobre 2020

pagina 28

Scientific papers - Physical Metallurgy Tab.2 - - Intervallo di variazione della composizione chimica delle barre prodotte./ Variability range of the chemical composition of the produced rebars.

C (wt%)

Mn (wt%)

Si (wt%)

Cr (wt%)

Cu (wt%)

Min

0,16

0,742

0,2

0,043

0,072

Max

0,222

0,981

0,37

0,2

0,562

Dalle barre prodotte sono stati formati dei provini del-

meccaniche delle barre attraverso una serie di step suc-

sura delle caratteristiche meccaniche da stimare: carico

dell’acciaio e la configurazione del TempCore® secondo

la lunghezza di 150 mm che sono stati utilizzati per la mi-

di snervamento Re, (espresso in N/mm ), carico di rottura 2

Rm, (espresso in N/mm2) e allungamento percentuale (A%).

I provini sono stati inoltre oggetto di analisi metallografica

al fine di determinare gli spessori in mm della pelle, della zona intermedia e del cuore. Infine, tramite l'utilizzo del simulatore termomeccanico Gleeble 3800 è stato possibi-

le determinare per ciascuno di essi i diagrammi di trasformazione con raffreddamento continuo, dette anche curve

CCT (dall’inglese Continuous Cooling Transformation) e le

temperature critiche di inizio delle trasformazioni martensitica TMS (dall’inglese Martensite Start) e bainitica TBS (dall’in-

cessivi, utilizzando come input la composizione chimica quanto descritto nella sezione intitolata "Materiali e Metodi".

La struttura generale del modello è rappresentata in Figura

3 e le interazioni fra i vari moduli possono essere così schematizzate:

1. Il modulo di predizione delle curve CCT utilizza la

composizione chimica dell’acciaio per predire le corrispondenti curve CCT e le temperature critiche: questa operazione è effettuata tramite due modelli lineari che

associano alla composizione chimica rispettivamente i parametri delle curve CCT e le temperature critiche;

glese Bainite Start). Questa ultima operazione ha richiesto il

2. Le curve e le temperature critiche calcolate al punto

velocità di 2.5 °C/s) per poi raffreddarli fino a 20 °C a varie

terminare il profilo di temperatura della barra durante

riscaldamento dei provini a una temperatura di 100°C (a una velocità (2.5; 7; 20; 40; 50; 60; 80; 100; 120 °C/s).

I dati così raccolti sono stati utilizzati successivamente per il tuning delle varie parti del modello integrato.

MODELLO INTEGRATO PER LA PREDIZIONE DELLE PROPRIETA’ MECCANICHE DELLE BARRE NERVATE

Il modello integrato realizzato combina un insieme di mo-

duli che rendono possibile la predizione delle proprietà

precedente sono utilizzate nel modulo termico per deil processo e, di conseguenza, gli spessori della pelle, dello strato intermedio e del cuore; questo modulo utilizza come input anche la configurazione dell’impianto;

3. Il modulo finale utilizza le informazioni fin qui calcolate per stimare Re, Rm e A%. In particolare, tale modulo uti-

lizza gli spessori calcolati al punto precedente in combinazione con la composizione chimica dell’acciaio.

Fig.3 - Schema generale del funzionamento del modello integrato che mette in evidenza il flusso di informazioni fra i vari moduli / General scheme of the integrated model highlighting the information flow among the different modules.

MODELLO TERMICO

te tutto il processo TempCore® e il raffreddamento suc-

Il modello termico simula l’evoluzione della temperatura

cessivo con lo scopo di determinare le aree percentuali di

nella sezione della barra e per tutta la sua lunghezza duran-

pelle, strato intermedio e cuore del prodotto finito che sa-

La Metallurgia Italiana - October 2020

pagina 29

Memorie scientifiche - Metallurgia fisica ranno poi forniti come input per il modulo per la predizio-

di uguale spessore per cui l’evoluzione della temperatura

ne delle proprietà meccaniche. In tale contesto la sezione

è simulata in termini di coordinate cilindriche attraverso la

della barra è schematizzata tramite 20 elementi concentrici

seguente equazione: 1)

in cui t rappresenta il tempo, T la temperatura dell’anel-

meccaniche è quello di mettere in relazione l’estensione

il coefficiente di scambio termico. La condizione iniziale

barre, i parametri del processo TempCore e la composi-

lo considerato e r il raggio, ρ la densità dell’acciaio, e Cp

è rappresentata da t=0 e T=TQTB dove TQTB è la temperatu-

ra della barra all’entrata del settore di cooling sprays con

delle aree relative a pelle, zona intermedia e cuore delle zione chimica dell’acciaio con le proprietà meccaniche d’interesse per le barre, ossia Re, Rm e A%. Il corrispon-

riferimento alla Figura 1. Il valore di Cp è determinato in

dente modulo all’interno del modello integrato oggetto di

mentre ρ è considerato costante e uguale a 7800kg/m .

e dei risultati forniti dal modello termico in termini di per-

funzione della temperatura secondo valori di letteratura 3

Le condizioni al contorno sono espresse dalla temperatura superficiale TS o tramite convezione considerando lo

scambio di calore con il mezzo di raffreddamento che può essere aria o acqua, dipendentemente dallo stato di attiva-

zione degli spray coolers determinato dalla configurazione dell’impianto.

Il modello termico simula l’evoluzione della temperatura

dall’entrata nella zona degli spray coolers fino alla placca.

La simulazione è basata su un modello FEM semplificato che, in un intervallo di tempo arbitrario, calcola gli scambi di calore dalla superficie all’asse delle barre, tenendo conto dell’ambiente della barra (dato dalla configurazione di

impianto). Tale processo è totalmente determinato dalla conduzione fra gli anelli concentrici in cui la barra è schematizzata cui è applicata l’equazione (1). Lo scambio di ca-

lore permette di determinare la variazione di temperatura nel tempo per ciascun anello.

questo lavoro è stato sviluppato sulla base dei dati raccolti centuali delle aree della pelle, della zona intermedia e del cuore della barra. Tale procedura tiene conto dei differen-

ti diametri delle barre oggetto dei test. Per ciascuna delle tre proprietà meccaniche prese in considerazione è stato sviluppato un modello indipendente tramite l’utilizzo di tecniche di modellazione data-driven.

Considerato il numero di samples disponibile per il tuning del modello si è resa necessaria una procedura di selezione delle variabili al fine di limitare il numero di parametri

liberi dei modelli da determinare. Le variabili così selezio-

nate sono state aggiunte alle percentuali delle aree di pel-

le, zona intermedia e cuore forniti dal modello termico. A tal fine sono stati valutate tre tipologie di modello:

1. Lineare Multivariato (LM) [13], in cui un numero limi-

tato di variabili in input è stato selezionato in base al coefficiente di correlazione lineare che lega le variabili di input a quelle di target;

Una volta disponibili i profili nel tempo delle temperature

2. Lasso (LS) [14] si basa su una regressione lineare con

terminare le aree della pelle, dello strato intermedio e del

ne le variabili di input con quelle di output ma anche a

degli anelli in cui la barra è schematizzata è possibile decuore della barra caratterizzate da strutture differenti: la

trasformazione martensitica avviene quando la temperatu-

regolarizzazione e mira non solo a mettere in relazioridurre il numero di variabili di input utilizzate, effettuando di fatto una selezione delle variabili;

ra del materiale scende al di sotto della temperatura critica

3. Multi Layer Perceptron (MLP) [15], che utilizza una

to in un range di temperature compreso fra TMS e TBS. Alla

meccaniche da predire. In questo caso le variabili di

TMS mentre la bainite si forma quando l’acciaio è raffreddaluce di queste considerazioni, la pelle coprirà un’area pari

a quella degli anelli che raffreddato a una temperatura inferiore a TMS, mentre lo spessore della zona intermedia sarà

rete neurale a due strati per ciascuna delle proprietà

input utilizzate sono state selezionate con una proce-

dura basata su Algoritmi Genetici più adatta a questo tipo di modelli [16, 17].

dato dall’area degli anelli che raggiungono una temperatu-

Per i modelli LM e MLP è stato calcolato il coefficiente di

determinata quindi per differenza.

indipendentemente. Sulla base dei test effettuati i modelli

ra compresa nell’intervallo [TMS, TBS]. L’area del cuore sarà

MODELLO PER LA PREDIZIONE DELLE PROPRIETA’ MECCANICHE

Lo scopo del modello per la predizione delle proprietà

La Metallurgia Italiana - ottobre 2020

correlazione fra le potenziali variabili di input e Re, Rm e A%.

hanno ottenuto le migliori prestazioni sul dataset di va-

lidazione utilizzando le 5 variabili più correlate che sono rispettivamente:

• per Re, velocità della barra, temperatura di entrata

pagina 30

Scientific papers - Physical Metallurgy nella zona di spray cooling (TQTB) e contenuto di Cu, P e Cr

e validazione, dei diversi valori del diametro della barra al

• per Rm, portata media acqua negli spray coolers e

osservati.

espresso in wt%;

contenuto di Cu, C, P, Cr espresso in wt%;

fine di garantire alte prestazioni per ciascuno dei diametri

• per A%., portata media acqua negli spray, tempe-

RISULTATI

espresso in wt%.

dura di cross validation e i risultati sono stati comparati in

ratura barra all’arrivo in placca, TQTB e contenuto di C ed Si

I modelli realizzati sono stati validati mediante la proce-

I modelli LM, LS e MLP sono stati calibrati utilizzando i dati

termini di errore percentuale medio per le tre proprietà

al fine di massimizzare le capacità di affidabilità e genera-

I modelli basati su regressione lineare hanno ottenuto i ri-

raccolti mediante la procedura di 10-fold-cross validation lizzazione degli stessi. Inoltre in questo contesto tale procedura ha tenuto conto, nella divisione fra dati di training

meccaniche considerate.

sultati mostrati in Tabella 3:

Tab.3 - Risultati ottenuti in termini di errore percentuale medio dalle tre diverse tipologie di modello utilizzate per la stima delle proprietà meccaniche delle barre / Achieved results, in terms of average percentage error, for the three different types of model used for estimating the rebars mechanical properties.

LM

LS

MLP

Rm

1.77

1.69

1.69

Re

2.52

2.37

2.88

A%

6.13

6.02

6.69

La distribuzione dell’errore percentuale per i tre approcci è mostrata nelle Figure 4, 5 e 6 per LM, LS e MLP, rispettivamente.

Fig.4 - Distribuzione dell’errore percentuale per i modelli LM per le tre proprietà meccaniche. / Distribution of the percentage error for the LM models for the three mechanical properties.

Fig.5 - Distribuzione dell’errore percentuale per i modelli LS per le tre proprietà meccaniche. / Distribution of the percentage error for the LS models for the three mechanical properties

La Metallurgia Italiana - October 2020

pagina 31

Memorie scientifiche - Metallurgia fisica

Fig.6 - Distribuzione dell’errore percentuale per i modelli MLP per le tre proprietà meccaniche. / Distribution of the percentage error for the MLP models for the three mechanical properties.

Come mostrano sia la Tabella 3 che le Figure 4, 5 e 6, i ri-

ponenti strutturali dell’acciaio all’interno della barra ed

rore medio per Rm e Re è in ogni caso inferiore al 2% ed

per correlare tali componenti nonché la composizione

sultati ottenuti dai tre approcci sono soddisfacenti: l’eral 3%, rispettivamente, mentre nel caso di A% è circa pari

al 6%. La distribuzione di tale errore inoltre mette in evidenza una variabilità dello stesso per Rm e Re limitata nel

range [-5%;+5%] che affrancano l’affidabilità dei modelli.

Nel caso di A% sono invece da registrarsi errori percentuali

più alti che influenzano la performance media del modello e che potrebbero rappresentare outliers. Fra i tre approc-

ci testati i modelli basati sull’utilizzo del metodo LS sono quelli che ottengono i risultati migliori.

CONCLUSIONI

È stato presentato un approccio alla predizione delle proprietà meccaniche delle barre nervate per il rinforzo del cemento realizzate tramite il processo TempCore®, che

combina un modello agli elementi finiti che simula il raffreddamento della barra e permette il calcolo delle com-

una componente basata su tecniche di machine learning chimica dell'acciaio alle proprietà meccaniche del prodot-

to finito, ossia carico di rottura, carico di snervamento ed

allungamento percentuale. In particolare, per la seconda componente sono state testate tre tipologie di modello, le

quali forniscono tutte ottime prestazioni per la predizione delle tre proprietà in oggetto.

Le tre proprietà considerate sono chiaramente correlate

tra loro per motivi fisici, ma è stato scelto di sviluppare modelli indipendenti fra loro per esigenze di semplicità e robustezza del sistema, considerato anche che la analisi dei dati di processo ha mostrato una diversa influenza

delle potenziali variabili di ingresso sulle caratteristiche da predire. Il futuro lavoro di ricerca è orientato a verificare se esistono approcci in grado di sfruttare la correlazione

delle tre caratteristiche oggetto della predizione al fine di migliorare le prestazioni complessive del sistema.

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Prediction of the mechanical properties of rebars through a combination of finite element and data-driven models Rebars are applied in the construction sector to provide the building structure with suitable tensile strength and resistance for eansuring safety. Rebars are produced through heat treatments within the TempCore® process, which aims at obtaining an internal structure of the material that allows achieving the desired mechanical characteristics. In this work advanced data processing techniques and data-driven models are used in order to develop predictive models for the main mechanical characteristics of the rebars using information on the chemical composition of the steel and on the heat treatments as well as the results of a finite element model estimating the microstructure of the bars. The models discussed in the article have been trained and validated using plant data and, in light of the results obtained, can be used in the product engineering as well as in the configuration of the TempCore® process.

KEYWORDS: TEMPCORE® PROCESS, MACHINE LEARNING, MECHANICAL PROPERTIES.

La Metallurgia Italiana - October 2020

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Memorie scientifiche - Metallurgia fisica

Effetto di trattamenti termomeccanici su acciaio EUROFER97 per applicazioni in reattori a fusione nucleare G. Stornelli, M. Rallini, C. Testani, R. Montanari, A. Di Schino

L’acciaio EUROFER97 è stato riconosciuto in Europa come l’acciaio di riferimento per sezioni di impianti nucleari ad alta densità di irraggiamento. In questo lavoro sono stati studiati gli effetti del trattamento termo-meccanico sul rafforzamento del materiale in seguito a laminazione a freddo con successivo trattamento termico su scala pilota. In particolare, è stato analizzato l’effetto del trattamento termo-meccanico sulla microstruttura, sulla durezza e sulla tensione di snervamento. Sono stati investigati tre tassi di riduzione a freddo (30%, 40%, 50%); per ognuno di questi, sono state scelte tre diverse temperature di trattamento termico nell’intervallo da 550 °C a 750 °C. La tensione di snervamento è stata ricavata da prove di indentazione strumentata FIMEC. L’analisi microstrutturale mostra una completa ricristallizzazione del materiale dopo trattamento termico con dimensione finale del grano su scala sub-micrometrica. Le caratteristiche del materiale sono state confrontate con quelle che si ottengono con il processo tradizionale identificando delle condizioni di trattamento che permettono un miglioramento sia della durezza che del carico di snervamento rispetto alle condizioni tradizionali.

KEYWORDS: EUROFER97, TRATTAMENTI TERMOMECCANICI, ACCIAI AD ATTIVAZIONE RIDOTTA, PROVA FIMEC. INTRODUZIONE

Gli acciai ferritico-martensitici ad attivazione ridotta (RAFM) sono una classe di acciai candidati alla costruzione di parti strutturali nei futuri reattori nucleari a fusione e reattori a

fissione di IV generazione (1-3). EUROFER97 è ritenuto in

Europa l’acciaio RAFM di riferimento (1) per il modulo TBM (test blanket module) in ITER (4), nonché uno dei potenziali

materiali per la prima parete di DEMO e altre parti strutturali sottoposte ad elevata energia di irraggiamento: blanket, di-

vertor e vessel (5-8). Una delle principali esigenze per la co-

struzione di reattori a fusione nucleare è quella di garantire un semplice stoccaggio dei rifiuti radioattivi dopo la dismis-

sione dell’impianto (9, 10). A tal proposito, alcuni elementi

di lega tipici degli acciai commerciali Cr-Mo, sono stati sostituiti con elementi equivalenti che mostrano un decadi-

mento da radiazione indotta più rapido (11, 12). Le principali

Giulia Stornelli, Roberto Montanari

Dipartimento di Ingegneria Industriale, Università di Roma ‘‘Tor Vergata’’, Italia

Marco Rallini

Dipartimento di Ingegneria Civile e Ambientale, Università degli Studi di Perugia, Italia

Claudio Testani

CALEF-ENEA CR-Casaccia, Italia

Andrea Di Schino

Dipartimento di Ingegneria, Università degli Studi di Perugia, Italia

differenze sono la sostituzione del Mo con W e del Nb con Ta e V e inoltre, elementi come Ni, Nb, Mo, Cu e N sono mantenuti in quantità più bassa possibile (13, 14).

Nei futuri reattori a fusione nucleare, i materiali struttura-

li dovranno resistere ad elevati carichi neutronici (il picco

La Metallurgia Italiana - ottobre 2020

pagina 34

Scientific papers - Physical Metallurgy dello spettro di fusione è di 14MeV (15)) che, combinati alle

per attivazione termica dei difetti cristallini (coppie di Fren-

voro fortemente aggressivo (6, 16).

migrare sui bordi grano o riempire i vuoti, portando a frattu-

elevate temperature e alti stress, rendono l’ambiente di laQuando i neutroni prodotti da reazioni nucleari (neutroni ad alta energia) impattano sul materiale, si creano delle cascate

di spostamenti atomici e viene prodotta una grande quantità di elio e idrogeno dalle reazioni di trasmutazione nuclea-

re (17). I difetti cristallini (coppie di Frenkel) prodotti dagli

spostamenti atomici si accumulano durante il funziona-

mento del reattore portando alla formazione di vuoti, loop di dislocazioni, precipitati e seconde fasi (16, 18). Tali effetti

modificano fortemente la microstruttura portando ad una instabilità dimensionale e ad un progressivo degrado delle proprietà meccaniche.

Inoltre, gli effetti causati dall’irraggiamento sono fortemente dipendenti dalla temperatura di esercizio e dal livello di

danno indotto nel materiale (dpa) (19, 20): alle basse temperature (<0,4 TM, TM=temperatura di fusione espressa in Kel-

vin), già con bassi tassi di danno (da 0,001 a 0,1 dpa), i difetti cristallini formatisi sotto irraggiamento bloccano il moto delle dislocazioni e il materiale risulta fortemente incrudito.

Con un incremento di temperatura e per danni da 0,1 a 10

dpa si assiste a diversi fenomeni. Per più basse temperature si verificano segregazione e precipitazione, e il materiale va

incontro a corrosione localizzata e degrado delle proprietà meccaniche. All’aumentare della temperatura invece, è no-

tevole l’effetto del rigonfiamento strutturale, di creep da

irraggiamento e crescita anisotropa. Infine, a temperature molto elevate (>0,5TM) viene promossa la ricombinazione

kel); tuttavia l’He prodotto dalle trasmutazioni nucleari può re intergranulari e riduzione di duttilità (21, 22).

L’acciaio RAFM Eurofer97 è tradizionalmente prodotto at-

traverso un processo di laminazione a caldo seguito da due

step di trattamento termico (5, 23) consistente in una austenitizzazione a 980 °C per 30 minuti con raffreddamento in aria e quindi rinvenimento a 760 °C per 90 minuti (8), d’ora

in poi questo processo sarà richiamato come “tradizionale”

nel confronto con le varianti sperimentate nel corso dell’attività. Come risultato di tale processo, grazie alla elevata temprabilità del materiale (conseguenza dell’elevato tenore

di cromo), si ottiene una microstruttura formata da lamelle

martensitiche (24) ricche in carburi M23C6. Tali carburi risultano uniformemente distribuiti lungo i bordi del grano austenitico primitivo (PAG) e lungo i bordi delle lamelle

martensitiche originate a partire da questo (23). La presenza di tali carburi contribuisce a inibire lo scorrimento dei bordi

grano per effetto Zener garantendo una adeguata resistenza al creep da irraggiamento (10).

Una analisi dettagliata dell’effetto dello stato di precipi-

tazione (carburi), sulla microstruttura e sulle proprietà, dell’acciaio EUROFER97 prodotto secondo il processo tradizionale sopra descritto è riportata in dettaglio in lette-

ratura (10) e (25). Un esempio della microstruttura ottenuta con il tradizionale processo di produzione di EUROFER97 è riportato in Fig.1.

Fig.1 - Microstruttura dell’acciaio EUROFER97 ottenuta con il tradizionale processo di produzione / EUROFER97 steel microstructure obtained with the traditional production process

La Metallurgia Italiana - October 2020

pagina 35

Memorie scientifiche - Metallurgia fisica Alla luce della sperimentazione di irraggiamento fatta fino-

veri di ossido di ittrio (Y2O3 al 0,3% in peso) (1, 27, 32). La

temperature da 350 °C a 550 °C (23, 27). Il miglioramento

fine dell’acciaio (33-36) porta ad un incremento delle pre-

ra, EUROFER97 mostra buone prestazioni nell’intervallo di

della stabilità microstrutturale alle alte temperature (28) permetterebbe di operare con EUROFER97 a temperature maggiori di 550 °C (29). Varie linee di ricerca sono attive finalizzate ad allargare l’intervallo di temperatura idoneo alla

messa in servizio di tale materiale (30, 31). Tali ricerche ten-

gono conto del fatto che il limite superiore di temperatura è imposto dalla resistenza al creep da irraggiamento e dal

rigonfiamento. La soluzione ad oggi proposta per innalzare tale limite consiste nella produzione di EUROFER 97 sfrut-

tando il meccanismo di rafforzamento attraverso la presenza di ossidi dispersi in matrice (ODS). EUROFER97-ODS viene fabbricato aggiungendo in lega meccanicamente pol-

presenza di ossidi su scala nanometrica e una granulometria stazioni a temperature superiori a 550 °C (37).

Per quello che riguarda invece il limite inferiore di temperatura (350 °C), esso è legato ad una perdita di duttilità. Per

temperature di esercizio minori di 350 °C, a causa delle cascate di spostamenti atomici indotti da irraggiamento, si ha

lo spostamento verso valori maggiori, della temperatura di transizione duttile fragile (DBTT) (27, 38). Abbassare la tem-

peratura di DBTT prima dell’irraggiamento permetterebbe dunque di abbassare la temperatura minima di esercizio.

E’ noto che l’unico meccanismo in grado simultaneamen-

te di abbassare la DBTT senza una riduzione delle proprietà tensili (Fig.2) è quello dell’affinamento del grano (39, 40, 41).

Fig.2 - Effetto dei meccanismi di rafforzamento per gli acciai sulla temperatura di transizione duttile-fragile (DBTT) / Effect of steel strengthening mechanisms on brittle-ductile transition temperature (DBTT) In particolare una microstruttura fine, su scala micro e nanometrica, presenta numerosi potenziali vantaggi per le applicazioni nucleari (27). Infatti, è stato mostrato in lettera-

tura che un affinamento della microstruttura aumenta la resistenza al danno da irraggiamento perché le interfacce dei

bordi grano sono siti preferenziali di ricombinazione dei di-

fetti cristallini (3). Allo stesso modo, la maggiore superficie di bordo grano ha l’effetto di garantire una più omogenea

distribuzione di He che risulta anche più diluito sulle superfici dei micro e nanograni stessi, con conseguente riduzione della suscettibilità all’infragilimento da He (3, 42).

In letteratura, molti autori hanno trattato l’effetto di diversi trattamenti termo-meccanici sulla resistenza all’irraggiamento dell’acciaio EUROFER97 (es. (15, 16, 17)).

Sono state studiate diverse strategie per la riduzione della

La Metallurgia Italiana - ottobre 2020

dimensione del grano su EUROFER97 sia in fase di auste-

nitizzazione sul grano austenitico primario (PAG), sia sulla fase di rinvenimento (42, 8, 23).

L’obiettivo di questa ricerca è quello di investigare l’effetto di un trattamento termo-meccanico sulla microstruttura dell’acciaio EUROFER97, con lo scopo di migliorare le pro-

prietà tensili e valutare la possibile applicazione nel settore della fusione nucleare. Questo lavoro riporta i primi risul-

tati che descrivono gli effetti del processo di laminazione a freddo e successivo trattamento termico.

MATERIALI E METODI

La composizione chimica nominale dell’acciaio EUROFER97 è riportata in Tab.1 (24).

pagina 36

Scientific papers - Physical Metallurgy Tab.1 - Composizione chimica nominale dell’acciaio EUROFER97 (% in massa) (Fe a bilanciare) / Nominal chemical composition of EUROFER97 steel (mass %) (Fe to balance).

Cr

Ni

Mo

Mn

Ti

V

Nb

W

8,93

0,022

0,0015

0,47

0,009

0,2

0,002

1,07

Ta

Cu

C

Si

P

S

B

N

0,14

0,003

0,12

0,06

<0,005

0,004

<0,001

0,018

Il materiale nelle condizioni di fornitura (trattamento tradi-

zionale / spessore della lamiera 10 mm) è stato laminato a freddo su impianto pilota e successivamente trattato termicamente. In particolare il materiale è stato sottoposto a tre diversi tassi di riduzione a freddo CR (30%, 40% e 50%). Il

trattamento termico è stato svolto nell’intervallo di temperature da 550 °C a 750 °C, in atmosfera protetta di Argon per

1 ora.

Le temperature dei trattamenti termici permettono di operare in campo ferritico.

Per ogni tasso di riduzione sono state investigate tre temperature di trattamento (Tab.2). Per compensare l’incrudi-

mento indotto dai diversi CR, sono state adottate tre diverse temperature di trattamento per i diversi CR.

Tab.2 - Parametri termo-meccanici per EUROFER97 /Thermo–mechanical parameters for EUROFER97.

CR

T1 [°C]

T2 [°C]

T3 [°C]

T [h]

30%

650

700

750

1

40%

600

650

700

1

50%

550

600

650

1

Sui campioni così trattati, sono state eseguite delle prove

tungsteno sinterizzato (43). Durante la prova vengono regi-

rization) e misure di durezza Vickers (HV5) al fine di valutare

penetrazione (h). Dividendo il carico per l’area della punta

FIMEC (Flat-top cylinder Indenter for MEchanical Charactel’incrudimento del materiale e l’effetto del trattamento termico.

Il test FIMEC è una prova di indentazione strumentata condotta con una punta cilindrica (diametro 1mm) in carburo di

strati con continuità il carico applicato (q) e la profondità di è possibile ottenere curve pressione-penetrazione, di cui

un esempio in Fig.3 (a). Un’immagine dell’impronta lasciata

dalla punta cilindrica su un campione di EUROFER97 è mostrata in (b).

Fig.3 - Esempio di curva FIMEC, pressione vs. penetrazione, da (43) (a); Impronta della punta cilindrica in un campione di EUROFER97 (b) / Example of FIMEC curve, pressure vs. penetration, by (43) (a); imprint of the cylindrical punch in a EUROFER97 sample (b) La Metallurgia Italiana - October 2020

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Memorie scientifiche - Metallurgia fisica Tale curva sperimentale può essere divisa in quattro stadi

è pressoché costante ed è caratterizzato da un importan-

primo tratto elastico termina in corrispondenza della pres-

prova con una velocità di penetrazione pari a 0,1 mm/min

(44): un primo tratto elastico (fino a pL) e tre tratti plastici. Il

sione pY dove compare una deformazione permanente del

materiale. Per valori di pressione maggiore a pY la curva

mostra una marcata diminuzione della pendenza a cui corri-

sponde la protrusione del materiale intorno all’indentatore.

Nell’ultimo stadio, per alti valori di pressione, l’andamento

te flusso plastico del materiale. Nel caso in cui si effettui la

è possibile confrontare direttamente i risultati della prova FIMEC con quelli delle prove di trazione eseguite con velocità di deformazione di 10-3s-1 (44); in tali condizioni la

tensione di snervamento σy di un materiale metallico è data

dalla relazione (43,45):

1) Se si opera con una punta standard (diametro 1 mm) e si pe-

di 1000 cm3 CH2OC3H7CH2OH e 10 cm3 HClO4 (75%), nelle

netra a una profondità massima di 1 mm (44), i valori della

condizioni di 18 V a -8 °C. Successivamente, ne è stato ri-

particolarmente riproducibili e confrontabili con i valori

assottigliato al centro utilizzando una pulitrice Fischione a

tensione di snervamento ricavati dalla prova FIMEC sono

ricavati dalle prove di trazione; la differenza tra le prove è

sempre inferiore al 7% (43) e questo rende la prova fortemente affidabile.

In questo lavoro, le prove FIMEC sono state condotte sul materiale sia dopo laminazione a freddo sia dopo ogni trat-

tamento termico. È stata sfruttata la relazione [1] impiegan-

cavato un disco di diametro 3 mm che è stato ulteriormente doppio getto, interrompendo l’operazione appena prima della perforazione. Infine, il campione è stato nuovamente immerso nella soluzione elettrochimica nelle stesse condizioni utilizzate per l’assottigliamento elettrochimico, fino a perforare il campione.

do una punta cilindrica con diametro pari ad 1 mm e sono

RISULTATI E DISCUSSIONE

La microstruttura è stata analizzata attraverso microscopia

L’effetto dei diversi CR sull’acciaio EUROFER97 è riportato

state eseguendo tre misure per ogni campione.

elettronica a scansione ad alta risoluzione (FE-SEM Zeiss, Gemini Supra 25) dopo attacco Vilella. In casi selezionati

sono state eseguite misure attraverso microscopia elettronica a trasmissione (TEM JEOL -JEM 2010) su sezioni sottili.

Per preparare il campione sottile da osservare al TEM, un campione di spessore 1 mm è stato lappato fino a raggiun-

gere lo spessore di 450-400 µm, e lucidato fino a ¼ µm di

sospensione diamantata. Successivamente, è stato effet-

tuato un assottigliamento chimico (fino ad uno spessore di

300 µm) con una soluzione di 50 cm H2O2 - 30 cm H3PO4 3

3

e 10 cm3 H2O seguito da un assottigliamento elettrochimi-

co (fino ad uno spessore di 40-60 µm) con una soluzione

Effetto della laminazione a freddo

in Fig.4. Le curve sono il risultato della prova FIMEC eseguite su campioni per i tre CR (30%, 40% e 50%). I punti 1, 2 e 3

sono i punti pY dove termina il primo stadio plastico per i tre tassi di riduzione, rispettivamente, 30%, 40% e 50%. L’au-

mento di CR favorisce l’incrudimento del materiale. Passare dal 30% al 40% del tasso di laminazione contribuisce ad

un notevole effetto di incrudimento, mentre l’incremento fornito dalla riduzione del 50% non appare altrettanto signi-

ficativo. La Fig.5 riporta l’andamento di σy in funzione di CR.

Passando da CR=30% a CR=40%, l’incremento del carico di snervamento è di circa 25 MPa contro l’aumento di circa 5 MPa ottenuti dopo CR=50%.

Fig.4 - Curve FIMEC ottenute dall’acciaio EUROFER97 laminato a freddo con tre diversi tassi di riduzione (CR=30%, CR=40%, CR=50%) / FIMEC curves carried out on cold rolled EUROFER97 steel for three different reduction ratios (CR=30%, CR=40%, CR=50%)

La Metallurgia Italiana - ottobre 2020

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Scientific papers - Physical Metallurgy In Fig.5 è riportato anche l’andamento della durezza (HV5)

ottenuto con il processo tradizionale (CR=0 %) sono, ri-

che conferma l’andamento di σy.

spettivamente, circa 200 HV (46) e 530 MPa (47) i quali cre-

Come prevedibile, sia la durezza sia la σy aumentano a se-

scono progressivamente con CR fino ad arrivare a circa 280

guito del processo di laminazione a freddo: i valori iniziali

HV5 e 580 MPa.

Fig.5 - Effetto di CR sulla tensione di snervamento e sulla durezza dell’acciaio EUROFER97 / Effect of CR on yield strength and hardness of EUROFER97 steel.

In Fig.6 sono riportate le immagini SEM relative al mate-

Le osservazioni metallografiche spiegano le variazioni

riale sottoposto ai tre diversi tassi di laminazione. La lami-

delle proprietà meccaniche poiché una struttura più fine

nazione provoca una variazione della struttura di partenza

del grano unitamente ad un aumento della densità delle

(vedi Fig.1) caratterizzata da PAG e pacchetti di lamelle de-

dislocazioni, che non è stata direttamente determinata in

corati da carburi. I grani diminuiscono la loro dimensione

questo lavoro ma che è abbondantemente prevedibile a

media e assumono una forma sempre più allungata man

seguito di deformazione plastica a freddo, comportano un

mano che cresce il tasso di deformazione CR.

incremento di durezza e resistenza allo snervamento.

CR=30%

CR=40%

CR=50%

Fig.6 - Immagini SEM dopo attacco Vilella dell’acciaio EUROFER97 dopo laminazione a freddo con tre tassi di deformazione / SEM images after Vilella etching of EUROFER steel after cold rolling with three reduction ratios.

Effetto dei trattamenti termici

pletamente compreso e spiegato ed esistono a riguardo

Orientandoci su dati di letteratura (26) i parametri (tempe-

diverse teorie, tuttavia è opinione condivisa che il feno-

ratura e tempo) dei trattamenti termici sono stati scelti in

meno sia comunque legato alla presenza di giunti speciali

modo tale da operare in campo ferritico inducendo recu-

di coincidenza (48) che hanno una mobilità maggiore dei

pero e ricristallizzazione ma evitando la crescita del gra-

comuni bordi di grano.

no che nell’acciaio EUROFER97 presenta anche l’incon-

L’effetto del complessivo processo termo-meccanico

veniente della crescita abnorme di alcuni grani a spese di

(laminazione a freddo più trattamento termico) sulla du-

quelli limitrofi. Questo fenomeno non è ancora stato com-

rezza dell’acciaio EUROFER97 è riportato in Fig.7 L’effetto

La Metallurgia Italiana - October 2020

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Memorie scientifiche - Metallurgia fisica di indurimento prodotto dalla laminazione a freddo è par-

garantiscono un miglioramento della σy rispetto al proces-

zialmente recuperato in seguito al trattamento termico,

so tradizionale, suggerendo che il fenomeno dell’incru-

la durezza diminuisce all’aumentare della temperatura di

dimento si avvicini ad una soglia di saturazione rendendo

trattamento. Tali durezze, tuttavia, risultano ancora supe-

inutile adottare CR maggiori del 50%. A questo proposito

riori al valore ottenuto con il processo tradizionale (200

di fianco alle considerazioni di efficacia del trattamento

HV (46)) a conferma dell’effetto di rafforzamento del trat-

termo-meccanico nell’affinamento della microstruttura

tamento termomeccanico eseguito.

si deve considerare anche il fatto che in caso di impiego

Lo stesso andamento è visibile anche per i valori di σy otte-

industriale, minore è il tasso di riduzione a freddo CR ri-

nuti dalla prova FIMEC riportati in Fig.8. Tuttavia, non tutte

chiesto e più vantaggioso economicamente è il trattamen-

le condizioni di trattamento termo-meccanico eseguite

to stesso.

Fig.7 - Effetto del trattamento termico e del tasso di riduzio-

Fig.8 - Effetto del trattamento termico e del tasso di ridu-

of treatment temperature and cold reduction (CR) ratios on

EUROFER97 / Effect of treatment temperature and cold

ne a freddo sulla durezza dell’acciaio EUROFER97 / Effect

zione a freddo sulla tensione di snervamento dell’acciaio

hardness of EUROFER97 steel.

reduction (CR) ratios on yield strength of EUROFER97 steel.

In Fig.9 sono riportate le micrografie SEM dell’acciaio

evidenzia una dimensione media del grano di 0,23 µm con

EUROFER97 dopo i tre diversi tassi di laminazione e trat-

deviazione standard di 0,12 µm.

tamento termico a 650 °C. Le figure mostrano una microstruttura formata da una popolazione di grani di dimen-

Al momento non è ancora stata eseguita un’analisi micro-

sioni sub-micrometriche all’interno dei grani di forma

strutturale completa che permetta di comprendere tutti gli

allungata. La struttura dei nuovi grani sub-micrometrici è

aspetti che determinano le proprietà meccaniche misurate

meglio evidenziata in Fig.10 (a) a maggiore ingrandimen-

nei campioni sottoposti ai diversi trattamenti termo-mec-

to. Oltre all’immagine SEM, a titolo di esempio in Fig.10

canici. Tale analisi è in corso con misure di diffrazione dei

è mostrata per una specifica condizione di trattamento

raggi X e una campagna sistematica di osservazioni TEM.

termo-meccanico (CR=40% / 650 °C) una micrografia TEM

In ogni caso si possono confrontare le strutture corri-

(b) e la distribuzione della dimensione dei grani cristallini

spondenti alle condizioni che danno i migliori (CR=50%,

determinata da quest’ultima (c). L’immagine TEM permet-

550 °C) e i peggiori (CR=30%, 750 °C) risultati in termini

te di osservare una microstruttura completamente ricri-

di proprietà meccaniche. La Fig.11 mostra chiaramente

stallizzata (priva di dislocazioni) con dimensione del gra-

come le migliori prestazioni meccaniche corrispondano

no sub-micrometrica. Infatti, la distribuzione (Fig. 10 (c))

ad una struttura più fine.

La Metallurgia Italiana - ottobre 2020

pagina 40

Scientific papers - Physical Metallurgy

CR=40%

CR=30%

CR=50%

Fig.9 - Immagini SEM dopo attacco Vilella dell’acciaio EUROFER97 dopo laminazione a freddo con tre tassi di deformazione e trattamento termico a 650 °C. / SEM images after Vilella etching of EUROFER steel after cold rolling with three CR plus heat treatment at 650 °C a)

c)

b)

Fig.10 - EUROFER97 (CR=40% / 650 °C): immagine SEM (a), TEM (b) e distribuzione della dimensione dei grani determinata dalla micrografia TEM (c) (numero di grani considerati: 1000) / EUROFER97 (CR=40% / 650 °C): SEM image (a), TEM (b) and distribution of grain size determined from TEM micrograph (c) (number of considered grains: 1000). a)

b)

Fig.11 - Confronto tra le microstrutture corrispondenti alle condizioni di trattamento termo-meccanico che danno i migliori (CR=50%, 550 °C) (a) e i peggiori (CR=30%, 750 °C) (b) risultati in termini di proprietà meccaniche / Comparison between the microstructures corresponding to the thermo-mechanical treatment conditions that give the best (CR = 50%, 550 ° C) (a) and the worst (CR = 30%, 750 ° C) (b) results in terms of mechanical properties.

La Metallurgia Italiana - October 2020

pagina 41

Memorie scientifiche - Metallurgia fisica CONCLUSIONI

valori di durezza e carico di snervamento, rispettivamente,

In questo articolo è riportato l'effetto della laminazione a

di HV5=260 e σy=570 MPa).

freddo e di successivi trattamenti termici eseguiti sull'ac-

Il risultato più interessante ottenuto a valle della lamina-

ciaio ad attivazione ridotta (RAFM) EUROFER97. Sono stati

zione a freddo e del trattamento termico di ricristallizza-

studiati tre diversi tassi di riduzione a freddo (CR) (30%,

zione è stato quello di affinare fortemente la microstrut-

40%, 50%) e tre diverse temperature di trattamento per

tura. L’analisi metallografica ha permesso di osservare una

ciascun rapporto CR nell'intervallo di temperature tra 550

microstruttura con grani sub-micrometrici con distribu-

°C e 750 °C. I risultati mostrano che l'acciaio EUROFER97

zione della dimensione del grano con dimensione media

è sensibile alle condizioni di trattamento applicate e la

0,23 µm e deviazione standard di 0,12 µm.

durezza HV5 del materiale risulta incrementata in tutte le

I risultati ottenuti sono promettenti per applicazioni di fu-

condizioni di CR e di ricottura rispetto al valore di durez-

sione nucleare e sono da considerarsi il punto di partenza

za del materiale tradizionale (HV=200). Per la resistenza a

per ulteriori investigazioni, al fine di comprenderne il rea-

snervamento solamente le condizioni con CR=40% e 50%

le effetto del trattamento termo-meccanico studiato sul-

hanno permesso di superare il carico di snervamento del

le prestazioni meccaniche e da irraggiamento dell’acciaio

materiale trattato con ciclo tradizionale (σy=530 MPa).

EUROFER97.

Quindi, prendendo in considerazione sia i valori di durezza HV5 che quelli di carico di snervamento σy, appare che

RINGRAZIAMENTI

il ciclo più promettente in termini di miglioramento delle

Gli autori ringraziano l’Ing. Pietro Agostini (ENEA) per

proprietà ottenibili, bilanciato con le difficoltà tecnologi-

il supporto, i Sigg. Benedetto Iacovone e Piero Plini del

che di trasferibilità industriale, sia quello con CR=50% e

Dipartimento di Ingegneria Industriale dell’Università di

successivo trattamento termico a 550 °C (che ha fornito

Roma “Tor Vergata” per l’assistenza nelle prove FIMEC.

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Effect of thermo-mechanical treatment on EUROFER 97 steel for nuclear fusion application EUROFER97 steel is recognized in Europe as the reference steel for sections of high radiation density nuclear plants. In

this work the effects of thermo-mechanical treatment on the strengthening of the material after cold rolling with subsequent heat treatment were studied on pilot scale. In particular, the microstructure was analyzed and the effect on hard-

ness and yield stress was investigated. Three cold reduction rates were tested (30%, 40%, 50%) and, for each of these, three different treatment temperatures were investigated in the range from 550 °C to 750 °C. The yield stress was derived

from FIMEC instrumented indentation tests. The microstructural analysis shows a complete recrystallization of the material after heat treatment, with the final grain size on a sub-micrometric scale. The characteristics of the material were

compared with those obtained with the traditional process identifying treatment conditions that allow an improvement in both hardness and yield strength compared to traditional conditions.

KEYWORDS: EUROFER97, THERMOMECHANICAL TREATMENTS, REDUCED ACTIVATION STEELS, FIMEC TEST.

La Metallurgia Italiana - ottobre 2020

pagina 44

Scientific papers - Physical Metallurgy

Mechanical characterization of the ASTM A335 P5 steel and reliability of radiant tubes after long operating time in a petrochemical industry furnace P. Aliprandi, E. Guglielmino, A. Sili

This paper deals with mechanical characterization of ASTM A335 grade P5 steel specimens, taken from two radiant tubes of the Milazzo Refinery topping furnace, which were put out of service because they underwent unacceptable thickness reductions from 7 to 4 mm. Radiant tubes are designed to guarantee long operation times at the working temperature, therefore periodic inspection are scheduled to verify their reliability and dismount the damaged ones.

Chemical composition resulted slightly different in the two considered tubes, even if within the limits of the Standard.

Our investigations showed that the tube richer in alloying elements is characterized by a finer microstructure and better tensile and creep properties. The creep test results were compared by means of the Larson-Miller parameter; then the residual life of the two tubes was estimated numerically, by a procedure developed by us to take into account both creep data and progressive wall thickness reduction. By this way we ascertained that many years of residual life can be foreseen at temperatures up to 600°C. It is equal to some years at 700°C, but is reduced drastically to few hundreds of hours at 800°C for the less alloyed tube. We concluded that, in order to guarantee safe operating conditions at least until the subsequent scheduled plant stop, it is strongly advisable to replace the radiant tubes when their thickness is reduced to 4 mm and to monitor regularly that surface temperature is not higher than 600°C.

KEYWORDS: RADIANT TUBES, ASTM A335 P5 STEEL, MECHANICAL PROPERTIES, CREEP, RESIDUAL LIFE, TEMPERATURE. INTRODUZIONE

The ASTM A335 / ASME SA335 Standard identifies ferritic steels largely utilized in fossil power plants and in pe-

trochemical industry at temperature around 600°C. These steels are characterized by Cr contents up to 9% and Mo not higher than 1%. The ASTM P11 (1.25Cr-0.5 Mo) and

P22 (2.25Cr-1Mo) grades are those historically more widespread; nowadays ferritic steels containing higher amounts of Cr and Mo, together with the addition of other microalloying elements, are produced. In [1] the authors follow the

historical development of creep resistant steels, showing

P. Aliprandi, E. Guglielmino, A. Sili

Dipartimento di Ingegneria - Università di Messina - Messina - Italy

the good influence of Mo and Cr on creep strength in low

alloyed ferritic steel, which was experimented since the

1950s. Their properties are documented in technical literature, where creep data for ASTM A335 steels (only in the as produced conditions) are allowable [2].

The microstructural features after long operating time are

of current interest among researchers and some resul-

La Metallurgia Italiana - October 2020

pagina 45

Memorie scientifiche - Metallurgia fisica ts concern our investigations: Michel et al. [3] noticed in 10CrMo9-10 steel, after 2.1•10 hours of service at 530°C, 5

several microstructural deteriorations that give rise to pe-

arlite spheroidization, coarse carbide segregation at grain

boundaries and increasing of precipitation inside the ferritic matrix if compared to the initial state. In [4] scanning

electron microscope observations on specimens of 20CrMoV5-8 steel, after 10 hours under creep conditions, show 5

precipitate coagulation in the pearlitic areas, that simultaneously increase their size, and transformation of the initial

fine precipitation inside the ferritic grains into coagulated precipitates.

Concerning mechanical properties, Masuyama, in a review on progress in heat resistant steels [5], dealt with the effects

of Cr: the best creep behavior is experimented with percentages not exceeding 9%, despite higher chromium contents increase steel resistance to hot oxidation. Moreover, the

presence of Mo around 1%, together with microalloying

elements, such as V and Nb, gives good mechanical strength at high temperature. In particular V and Nb exhibit op-

timal contents in combined addition, respectively around 0.2% and 0.05%.

Creep strength decreases due to microstructural changes, such as coarsening of precipitate and decreasing in dislo-

cation density. On these drawbacks Kimura et al. [6] highlighted the role of the initial microstructure and the negative effects of its degradation. They found in high Cr steels with

tempered martensitic microstructure the importance of its stability at elevated temperature to obtain high creep stren-

gth during long-term. Actually the microstructural stability, as reported in [7] for 9-12% Cr steels, depends on the pre-

cipitates morphology. Better creep results were obtained in [8] for two different 9% Cr steel with low carbon content, reduced sub-grain growth and very slow coarsening of MX carbonitrides.

Fine stable alloy carbides prevents dislocation movements

roidized more. The spheroidizing process is complete after 1.57•105 h. Then, after 2.6•105 h, scattered carbides inside

the ferritic grains and coarse carbide particles segregated at grain boundaries in the form of net like patterns can be observed.

Anyway the main problem in managing of petrochemical furnaces, besides the verification of any accidental damage,

is represented by the evaluation of radiant tubes residual life in order to allow safe operating conditions at least until

the next scheduled plant stop, taking into account factors

of uncertainty such as the actual temperature. Because its determination by means of pyrometers involves a wide ran-

ge of error, radiant tubes may undergo working conditions more severe than expected, which can further reduce their life. So it is advisable to evaluate their residual life on the

basis of creep test performed on specimens cut from tubes dismounted after long time of service, as performed by us in [11] for radiant tube made of the ASTM 608 HP–Nb alloy.

Therefore many activities, including both internal and ex-

ternal inspection methods, are usually performed to check

tubes conditions and identify any local problems of overheating and consequent corrosive phenomena, which are

usually detected by in-line ultrasonic measurements [12].

In the case of radiant tubes working at very high temperatures, due to the uncertainty in foreseeing creep deforma-

tions, the internal diameters are measured by a laser probe system at every scheduled plant stop [13].

Plant managements are primarily interested in foreseeing

the residual life of radiant tubes, which must not fail at least until the subsequent scheduled plant stop. Therefore we investigated mechanical properties of radiant tubes made of ASTM A335 grade P5 steel, which were decommissioned

from the topping furnace of the Refinery of Milazzo, after 2.3•105 hours of service. In [2] the Larson-Miller (LM) diagrams for the ASTM A335 steels are drawn with creep data

reducing creep rate, however a degradation of such structu-

obtained utilizing specimens made of material in the as pro-

life. These phenomena can be affected by the initial thermal

due to service, we performed creep test on specimens cut

mented for the 1%Cr-0.5%Mo steel the beneficial effects of

to draw the relative LM diagram [14]. We developed also a

pering at 1023 K for 3 hours and cooling in air again.

ring both the indications on creep life coming from the LM

the gradual transformation of the initial ferrite – pearlite mi-

ch is measured on radiant tubes. By this way we took into

res during a long time service results in a reduction of creep

duced conditions. In order to take into account the damage

treatment, as reported by Gonzales et al. [9], that experi-

from a tube dismounted from a topping furnace with the aim

austenitization at 1223 K, followed by air cooling and tem-

numerical method to calculate the residual life, conside-

Michel et al. [10] investigated in a 10CrMo9-10 steel tube

diagram and the progressive wall thickness reduction whi-

crostructure: after about 10 hours of service at 530°C, the

account on one hand the consequences of microstructure

5

microstructure is still ferrite-pearlite, but pearlite was sphe-

La Metallurgia Italiana - ottobre 2020

features that influence the creep test results and on other

pagina 46

Scientific papers - Physical Metallurgy the effects of corrosion phenomena.

In the present paper, the above said investigation was expan-

ded to another radiant tube, decommissioned from the

same furnace. This tube revealed small differences in composition compared with the one investigated in [14], even

if the alloying elements are within the limits of the ASTM

A335 P5 Standard. Thus our primary interest is to compare the results of mechanical characterization of specimens cut from these two radiant tubes, which were dismounted after 230000 hours because unacceptable thickness reductions were locally detected by ultrasonic measurements during

a recent scheduled plant stop. Crude oil, flowing inside the tubes at a pressure of 7.5 bar, is heated up to 350°C by the radiant heat provided by gas burners installed on the furna-

ce walls. Although tubes are designed to work over 200000

h around 500°C, some environment conditions, such as bad

flames regulation, can give rise to local damages that make necessary tubes decommissioning. Therefore “in situ” in-

spections, as visual observations of tubes external surface, ultrasonic measurements of tube thickness, metallographic investigation by the “replica method” and Vickers hardness

test, are usually performed during every scheduled plant stop with the purpose of identifying the tubes to put out of service.

Our investigation highlighted different mechanical properties and small differences in composition in the two decom-

missioned tubes. Composition measurements on the spe-

cimens cut from the two tubes were performed by X-Ray Fluorescence (XRF) and by hot gas extraction technique as

concern carbon content. Tensile and creep test were car-

ried out at various temperatures. Creep test results were analyzed by means of the Larson Miller parameter. A nume-

rical procedure was developed to evaluate the residual life of the two decommissioned tubes, taking into account the

stress increment due to the thickness reduction that would take place in the case of further permanence inside the topping furnace. Finally this procedure was applied to simulate

the consequence on residual life of accidental overheating,

with the aim to ascertain the tubes reliability respect to an increment of temperature and avoid unplanned shutdowns.

MATHERIALS AND METHODS

The radiant tubes investigated by us are made of ASTM

A335 P5 steel. For the Standard composition see table 1: it

is worth to notice that the Mn, Cr and Mo percentages are within limits which are enough wide to involve variations in

mechanical properties. They were produced by hot forging and have length 19.3 m, external diameter 168.275 mm and

thickness 7.11 mm. Their external surface is subject to radiant heat supplied by gas burners, in order to heat the cru-

de oil flowing inside them from room temperature up to 350

°C. The internal pressure (7.5 bar) determines hoop stress equal to about 9 MPa.

Mechanical properties at room temperature of the ASTM A335 P5 steel are given in table 2 [15]. The recommended heat treatment consists of normalizing and tempering at 675 °C, anyway at a temperature higher than the operating one [15].

Tab.1 - Standard composition of the ASTM A335 P5 steel (weight %).

C max

Mn

P max

S max

Si max

Cr

Mo

Fe

0.15

0.30-0.60

0.025

0.025

0.50

4.0-6.0

0.45-0.65

Bal.

Tab.2 - Mechanical properties at room temperature of the ASTM A335 P5 steel.

Yield strength (minimum value) (MPa)

Ultimate tensile strength (minimum value) (Mpa)

Elongation (%)

205

415

20-30

During a recent plant stop (it is usually scheduled yearly),

radiant tubes were subjected “in situ” to visual inspections,

ultrasonic measurements of thickness, metallographic observations by replica method on their external surfaces, mechanically prepared and etched by the Vilella’s reagent.

The direct contact of tubes with flames depends on an in-

La Metallurgia Italiana - October 2020

correct regulation of the fired heaters operating parameters [16]. Tubes are decommissioned when their external

surfaces show burns due to flame impingement. In particular when they show oxidized zones affected by thick-

ness reduction greater than 3 mm, being equal to 4 mm

the minimum wall thickness for safe operating according

pagina 47

Memorie scientifiche - Metallurgia fisica to the plant managing practice. Therefore the experimen-

tal investigations were addressed to ascertain the reliability of a residual thickness equal to 4 mm respect to accidental overheating.

The ultrasonic measurements were performed by a por-

making the replicas by means of a cellulose acetate thin tape and then metallization with gold.

Tensile and creep tests were performed on flat specimens cut from the two dismounted tubes, with gage length equal to 47 mm and cross section 10x3 mm2 according to the

table meter with standard resolution of 0.01 mm, frequency

ASTM E8 M Standard. We utilized a machine for tensile and

In this work we recalled the investigation performed on a

static loads up to 20 kN. Tensile tests were performed un-

range 2,25 ÷ 10 MHz and operating temperature -10 ÷ 50°C.

first tube [14], in order to have a comparison with the re-

creep test which works with temperatures up to 950°C and

der strain control at rate equal 1.7•10-3 s-1. Creep test loads

sults obtained by testing the specimens cut from another

were constant and chosen to keep the stationary creep rate

and tube B) come from the central room of the topping fur-

sured applying a load of 300 g for 15 s.

230000 hours.

RESULTS

rence of chemical composition as reported in the following

by ultrasounds

tube. Both the tubes (in the following indicated as tube A

nace, have the same size and were put out of service after

The specimens cut from the two tubes showed slight diffe(see table 3 in the Results section).

not higher than 10-5 s-1. Vickers microhardness were mea-

Visual inspections and non-destructive measurements Burns on the tubes external surfaces, due to flame impin-

Chemical compositions were measured by a X-Ray Fluo-

gement, were clearly identified by visual inspections insi-

nerator (Rhodium anode, accelerating voltage and current

caused serious damaging, because wall temperatures

tector; Carbon content was determined by means of an ele-

the inner surface (fig. 1b), as it is also documented in [17].

extraction (CGHE).

flow coming from the external surfaces, generating further

tubes selected surfaces, grinding them by abrasive disc,

tion process. Ultrasonic measurements performed in the

diamond paste; finally cleaning by denatured alcohol and

reductions greater than 3 mm, which made necessary the

rescence (XRF) spectrometer equipped with a X-ray ge-

de the furnace chambers (fig. 1a). The exposure to flames

respectively up to 50 kV and 200 mA) and Silicon drift de-

exceeding 700°C led to coke deposition from crude oil on

ment analyzer based on the principle of the carrier gas hot

This carbon sediment reduced the dissipation of thermal

Metallographic preparations were performed “in situ” on

overheating with consequent acceleration of the hot oxida-

disc with abrasive paper and then disc with velvet cloth and

zones affected by flame impingement showed thickness

etching by the Vilella’s reagent for 5-10 s. Optical micro-

tube replacement.

scopy observations were carried out by the replica method,

Fig.1 - External burning (a) and carbon sediment on tube internal surface (b).

Experimental composition

The compositions are within the composition range of the

ven in table 3 for both the two tubes.

the maximum limit equal to 0.15%.

Results of XRF and hot gas extraction measurements are gi-

La Metallurgia Italiana - ottobre 2020

ASTM A335 P5 Standard and carbon content is lower than

pagina 48

Scientific papers - Physical Metallurgy Tube A is more alloyed than tube B. The alloying elements of tube A are about in the middle of the Standard limits;

while, in tube B, Mn and Cr are close to the lower limits and Mo is equal to the lower limit. It is well known that Mn and Si

are effective in solid solution strengthening (see ref. [18] for a quantitative evaluation). Mo is useful also to enhance cre-

ep strength: in particular creep strength increases with the equivalent percentage of Mo up to a peak, that is when (Mo + 0.5W) = 1.5% [5]. As for the role of Cr about mechanical

properties, it is a carbides former; but the kinetic of preci-

pitation and stability of Cr-carbides depends on the initial

thermal treatment and the subsequent ageing conditions at high temperature [9,10]. Unluckily, after so many years, it is

difficult to trace with certainty the conditions of the initial heat treatment.

Tubes are usually stocked by the plant management and

utilized when it is necessary, so it is plausible that tubes co-

ming from different producers are put in service at the same time. This consideration can explain also the reason of different compositions measured by us.

Tab.3 - Experimental values of composition of the two tubes.

C

Mn

P

S

Si

Cr

Mo

Fe

0.33

4.9

0.48

Bal.

0.27

4.3

0.45

Bal.

Tube A 0.12

0.49

0.04

0.02 Tube B

0.11

0.36

0.05

0.07

Metallographic observation and Vickers hardness test

Considering that tensile and creep testing is the primary fo-

method pointed out a ferritic microstructure with grain size

metallographic investigation was limited to optical micro-

Metallographic observations performed by the replica scattered in a wide range. During service metallic carbides

precipitated inside ferritic grains and at their boundaries, as shown by the micrographs of tubes A and B in figure 2; the respective hardness values are 140 and 123 HV. Tube

A, with greater hardness, is characterized by finer grains and more distributed carbide precipitation inside ferritic matrix than tube B.

cus of our work in order to ascertain the reliability of tubes, scopy, without elaborating a more in-depth carbides cha-

racterization. Anyhow our observations match with those reported in literature: in addition to the aforementioned work of Michel et al. [10], Ferreira Lima et al. [19] followed in

2.25%Cr-1%Mo steel specimens the progressive cementite spheroidization and precipitation coarsening at temperature equal to 600°C and ageing time from 100 to 2000 h.

Fig.2 - Optical micrographs of the external surface: a) tube A, b) tube B. Tensile test

3a). At room temperature, yield strength and ultimate ten-

lower ductility for specimens A than for specimens B (fig.

prescribed by the ASTM Standard (table 2).

Stress-strain curves show higher mechanical strength and

La Metallurgia Italiana - October 2020

sile strength of the two tube are above the minimum values

pagina 49

Memorie scientifiche - Metallurgia fisica As temperature increases, mechanical strength decreases

progressively and more significantly above 600°C: in particular at 650°C yield and ultimate tensile strength are about

one third of the respective values at room temperature, while ductility grows by about 50% (fig. 3b).

Fig.3 - Stress-strain curves: a) room temperature, b) T=650°C. Creep test

temperature, t (h) rupture time and C a characteristic con-

are characterized by greater performances than those from

The following considerations can be deduced:

Also for creep behavior the specimens coming from tube A tube B. Figure 4a shows the strain-time curves obtained at temperature T = 650 ° C and applied load σ = 70MPa: rupture

time is equal to 78 h and 58 h, respectively for tube A and B. Residual life in the operating condition can be extrapolated

by means of the experimental points on the LM diagram in

figure 4b, where σ (Mpa) is the testing load and LMP = T(C + log t) the Larson-Miller parameter (LMP), with T (K) test

stant, assumed equal to 20 for the ASTM A335 P5 steel [20].

• due to damaging phenomena occurred during service,

the experimental points of the two dismounted tubes are below the dashed line in figure 4b, characteristic of the ASTM A335 P5 creep behavior [20];

• the position of the experimental data of tube A indicates a better creep behavior than tube B.

Fig.4 - Creep curves in comparison obtained at 650°C and 70 MPa (a) and experimental points on the Larson-Miller diagram (b).

DISCUSSION

LM diagram) and corrosion phenomena (that cause signifi-

to calculate their residual life, we took into account the two

According to a management practice, the two tubes were

In the case that tubes A and B remain in service, in order combined effects of creep behavior (that is shown by the

La Metallurgia Italiana - ottobre 2020

cant thickness reduction after long operating time).

decommissioned after 230000 hours of service because

pagina 50

Scientific papers - Physical Metallurgy they underwent a thickness reduction from 7 to 4 mm; so it

is reasonable to assume a corrosion rate of 3 mm in 230000

h; therefore the hoop stress (σt) grows over time (t) as the

wall thickness is reduced progressively starting from the value bo:

1)

Being p=0.75 MPa the internal pressure, Rm=84.1 mm the

the time t.

of the simulation and Δb the wall thickness reduction after

At the beginning t=0, Δb=0, then the hoop stress σ0 results:

average radius, b0=4 mm the tube thickness at the beginning

2)

During the time t the tube wall is subjected to increasing

hoop stress, starting from the value σ0 (eq. 2) and growing

up to σt (eq. 1). However, it is reasonable, as a first approxi-

mation, to assume for the hoop stress the mean value (σa), constant during all the interval of time t:

3)

Catastrophic failure of tube takes place when σa equals the

tube A and B.

linearly the experimental data in figure 4b, respectively for

Tube A:

creep rupture stress. It can be expressed by interpolating

4) Tube B: 5) Rupture time t, i.e. tubes residual life, can be calculated numerically by equating equations 3 and 4 for tube A; equations 3 and 5 for tube B.

In order to ascertain the reliability of a residual thickness equal to 4 mm respect to accidental overheating, rupture

time t has been calculated assuming different values of T for tube A (eq. 4) and tube B (eq. 5).

Results show that residual life is around 200000 hours (23

years) at 600°C, it is reduced at 700°C maintaining values reasonably high for both tubes, but it drastically decreases

with temperature increasing: at 800°C (a value that might be reached in the case of accidental flame impingement) re-

sidual life is abundantly less than one year for tube A and even lower for tube B. Therefore it is strongly advisable to replace the radiant tubes when their thickness is reduced to 4 mm.

Tab.4 - Residual life (t) of radiant tubes with thickness bo=4mm, for different temperatures (T).

Tube A

Tube B

T (°C)

T (K)

t (h)

t (h)

600

873

206000

200000

700

973

95000

60000

800

1073

1800

600

900

1173

18

6

La Metallurgia Italiana - October 2020

pagina 51

Memorie scientifiche - Metallurgia fisica CONCLUSIONS

and thickness reduction due to corrosion phenomena, we

ponents, being exposed to severe conditions that make

for the two tubes at temperature equal to 600°C. However

In petrochemical plants radiant tubes are very critical comnecessary to schedule periodic inspections. Our investigations allowed to evaluate the mechanical properties of

two radiant tubes made of ASTM 335 P5 steel, which were dismounted from a topping furnace after 230000 hours of

service, due to the presence of burns on their external surface and to wall thickness reductions, that were considered unacceptable according to a plant managing practice.

Even if within the limits of the Standard, the two tubes have slight differences in composition which can be reasonably ascribed to different suppliers. Our investigations showed

that the tube richer in alloying elements is characterized by a finer microstructure and better tensile and creep properties. Creep test results were utilized to plot the Larson-Miller

curves for the two tubes, which are useful to foresee creep life. By means of a numerical procedure, developed to take into account the two combined effects of creep behavior

ascertained that many years of residual life are still available residual life is reduced drastically above 700°C: mostly for

the less alloyed tube, it becomes equals to few hundreds

of hours at 800°C. Therefore, under a conservative approach, radiant tubes have to be decommissioned when their wall thickness reaches a value that is unable to guarantee,

for a reasonable increment of temperature, conditions of

safe working at least until the subsequent scheduled plant shutdown. In the examined case, it is strongly advisable to

replace the radiant tubes when their thickness is reduced to 4 mm and to monitor regularly, during operation, that their surface temperature is not higher than 600°C. ACKNOWLEDGEMENTS

The authors are grateful to the Refinery of Milazzo for funding this research.

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API Standard 530. Calculation of heater-tube thickness in petroleum refineries. 7th ed. April 2015

La Metallurgia Italiana - October 2020

pagina 53

premio

edizione 2019

aldo

Dacco

L’AIM è lieta di indire il bando per l’edizione 2020 del prestigioso Premio Aldo Daccò, con l’obiettivo di stimolare i tecnici del settore e contribuire allo sviluppo e al progresso delle tecniche di fonderia e di solidificazione con memorie e studi originali.

L’Associazione invita tutti gli interessati a concorrere al Premio “Aldo Daccò” 2020, inviando a mezzo email (info@aimnet.it), il testo di memorie inerenti le tematiche fonderia e solidificazione, unitamente al curriculum vitae dell’autore concorrente, entro il 30 novembre 2020.

Saranno presi in considerazione e valutati i lavori riguardanti le varie tematiche di fonderia e di solidificazione, sia nel campo delle leghe ferrose che in quello delle leghe e dei metalli non ferrosi.

Il premio, pari a Euro 5000 lordi, è offerto dalla Fondazione Aldo e Cele Daccò, istituita dalla signora Cele Daccò per onorare la memoria del marito Aldo Daccò, uno dei soci fondatori dell’AIM e suo encomiabile Presidente per molti anni.

Le memorie verranno esaminate da una Commissione giudicatrice designata dal Consiglio Direttivo, il cui giudizio sarà insindacabile.

Nel giudicare, la Commissione terrà conto, in particolar modo, dell’originalità del lavoro e dell’argomento in relazione alla reale applicabilità dei risultati. Non sono ammesse candidature da chi abbia già ottenuto riconoscimenti, anche per lavori diversi, dalla Fondazione Aldo e Cele Daccò per la ricerca scientifica.

Le memorie premiate e quelle considerate meritevoli di segnalazione, potranno essere pubblicate sulla rivista La Metallurgia Italiana.

La cerimonia di premiazione avrà luogo in occasione della cerimonia di apertura del 38° Convegno Nazionale AIM, il 18 gennaio 2021 a Napoli, presso il Centro Congressi Federico II. Per informazioni e candidature:

Via Filippo Turati 8 · 20121 Milano Tel. 02-76397770 · E-mail: info@aimnet.it

Industry news - Safety in the working environment

Valutazione dei rischi chimici per la salute e sicurezza dei lavoratori di un processo di manifattura additiva con polvere micrometrica di lega Ti6-Al4-V a cura di: Gianandrea Gino - Studio di Ingegneria per il Rischio Tecnologico, Milano Igienista Occupazionale Certificato I.C.F.P. Accredia - Consiglio Direttivo A.I.D.I.I. Il crescente sviluppo in molteplici settori produttivi della manifattura additiva può accompagnarsi a un allestimento non

ottimale in ambienti preesistenti o a un’assegnazione di risorse per la prevenzione non supportata da un’adeguata base di dati.

La conoscenza a priori delle potenziali problematiche, ma anche delle soluzioni efficaci in opera, può contribuire fin dalla fase progettuale alla minimizzazione dei rischi occupazionali connessi.

Trattandosi di una tecnologia recente per la quale le conoscenze consolidate degli aspetti OHS sono ancora limitate, è

stata condotta una valutazione dei rischi chimici per la salute e la sicurezza in conformità alle previsioni normative stabi-

lite dal Testo Unico per la Sicurezza per una produzione power bed fusion con una lega commerciale Ti6Al4V micrometrica garantita sferica con diametro nominale di 45 µm.

Utilizzando le metodologie di identificazione dei pericoli e valutazione del rischio, sono state individuate le principali categorie di rischio chimico correlate ai presidi per la sicurezza e la salute presenti nel processo: polveri aerodisperse, atmosfere ipo-ossigenate, incendio ed esplosione.

Vengono discussi i primi risultati del monitoraggio dell'esposizione dei lavoratori a polveri dove sono state rilevate nelle

diverse fasi del processo concentrazioni inferiori ai Valori Limite Occupazionali applicabili, sia per le polveri che per i singoli metalli costituenti la lega e la loro sommatoria.

Seppure ampiamente nei limiti, le fasi a maggior concentrazione sono risultate la setacciatura e il carico. I risultati nel complesso sono allineati ai migliori dati in letteratura.

La misura gravimetrica della polvere totale immediatamente all’esterno del locale AM (0.06mg/m3), è risultata maggiore della media ponderata dei campioni statici all’interno dello stesso (0.04 mg/m3).

L’analisi del worst-case per anomalia della rete di distribuzione di argon per l’inertizzazione delle apparecchiature, neces-

saria in conseguenza delle caratteristiche di infiammabilità dei metalli in polvere, ha evidenziato il pericolo di formazione di un’atmosfera ipo-ossigenata, con necessità di disporre di un impianto di rilevazione allarmata del tenore di ossigeno.

Sono stati infine valutati i rischi chimici per la sicurezza costituiti dall’incendio ed esplosione di polveri metalliche, che richiedono la classificazione delle zone dove possono formarsi atmosfere esplosive AtEx, e l’adozione di interventi per la riduzione di rischi di innesco da cariche elettrostatiche, cortocircuito, ossidazione esotermica e sviluppo di idrogeno.

PAROLE CHIAVE: MANIFATTURA ADDITIVA, TI6AL4V, IGIENE OCCUPAZIONALE, RISCHI CHIMICI, INERTIZZAZIONE. La manifattura additiva, AM, è in continuo sviluppo in mol-

di conoscenze diffuse e consolidate sugli aspetti OHS, può

teplici settori produttivi, dall’aerospaziale alla medicina,

accompagnarsi un allestimento del processo in ambienti

elettronica, prodotti di largo consumo e parti di ricambio

preesistenti o un’assegnazione di risorse per la prevenzio-

di ogni genere.

ne non supportata da un’adeguata base di dati. Per questo

Trattandosi di una tecnologia recente, alla minor quantità

una conoscenza a priori delle potenziali problematiche,

La Metallurgia Italiana - October 2020

pagina 55

Attualità industriale - Sicurezza nei luoghi di lavoro ma anche delle soluzioni in opera efficaci, può contribu-

con la valutazione dei rischi richiesta dal D.Lgs. 81/2008 af-

ire fin dalla fase progettuale alla minimizzazione dei rischi

finchè siano rispettati tutti gli standard di salute e sicurezza

occupazionali connessi e costituire un utile know-how per

anche alla messa in servizio e successivamente [1].

ogni sviluppo produttivo seguente.

Per tutte le attività soggette, il D.Lgs. 81/2008, Testo Unico

In considerazione dell’ampio spettro di soluzioni tecno-

sulla Salute e Sicurezza sul Lavoro, richiede un’analisi dei

logiche ed operative ricomprese nella categoria gene-

rischi chimici occupazionali (Figura 1) intesa come un in-

rale Manifattura Additiva, l’analisi degli aspetti di salute e

sieme integrato che consenta la programmazione di tutti

sicurezza occupazionale richiede un’attenta valutazione

gli interventi precauzionali e di protezione o emergenza di

professionale caso per caso. Nel seguito viene analizzato

natura tecnica, organizzativa e gestionale necessari.

un processo con impiego di polveri metalliche microme-

Sempre secondo il TUSSL, la valutazione dev’essere con-

triche per la produzione di manufatti per fusione in letto

dotta nelle tre fasi successive, caratterizzate da diversi

di polvere tramite laser ad alta potenza concentrati ottica-

gradi di conoscenza sul processo e delle mansioni degli

mente (powder bed fusion).

addetti:

Nei limiti di questo contributo non si affrontano i pericoli, altrettanto potenzialmente presenti, riguardanti la sicurez-

i. preventiva (art. 223 c.6 TU/81) quando non tutti i dettagli sono noti o definiti;

za meccanica da parti in movimento ed elettrica, nonché

ii. a regime, con verifica dell’idoneità progettuale,

gli agenti fisici (rumore, microclima, radiazioni, ionizzanti

dell’efficacia delle misure adottate e dei conseguenti

e NIR-Roa, alta temperatura, ergonomia), che richiedono

livelli di esposizione (art. 223 c.1 e 225 c.2 TU/81);

un’accurata realizzazione delle macchine utilizzate in ter-

iii. periodica, con le modifiche intervenute, i dati di eser-

da parte dei fabbricanti ed il rigo-

cizio aggiornati, risultati della sorveglianza sanitaria

mini di marcatura CE

(1)

roso rispetto di ogni prescrizione e avvertimento nel manuale di uso e manutenzione che le accompagna, integrata

(art. 223 c.7 TU/81).

L’analisi ha riguardato la fase ii a regime.

Testo Unico Salute e Sicurezza sul Lavoro D.L.gs. 81/2008 - Titolo IX Sostanze pericolose

Capo I Protezione da agenti chimici

Capo II - Protezione da agenti cancerogeni e mutageni

Sicurezza Salute

Fig.1 - Normativa di riferimento / Italian Law for Workers Health and Safety Gli aspetti di salute inerenti all’esposizione per via inalato-

ria sono connessi alla dimensione delle particelle ed alle loro proprietà tossicologiche. Per le polveri il contatto cu-

taneo può essere evitato con indumenti e guanti di protezione mentre l’ingestione non viene di norma considerata in ambito lavorativo.

A prescindere da qualunque effetto biologico, l’ingresso

di polveri nell’apparato respiratorio costituisce un fattore quantomeno irritante e da ridurre per quanto possibile.

La Metallurgia Italiana - ottobre 2020

Le caratteristiche specifiche delle polveri si declinano an-

che secondo la dimensione aerodinamica e la tipologia del

metallo con un range che può variare dalla bassa tossicità del titanio agli effetti acuti e a lungo termine della polvere di cobalto.

Ulteriori e fondamentali aspetti da considerare per un

corretto inquadramento igienistico-occupazionale sono

la reattività dei metalli con la tendenza alla formazione di composti a diverso grado di ossidazione e relativi specifici

pagina 56

Industry news - Safety in the working environment effetti sull’uomo.

La tendenza all’ossidazione dei metalli allo stato puro ri-

chiede l’inertizzazione dei recipienti ed apparecchiature

del processo AM, con il conseguente pericolo di asfissia

in ambiente confinato ove intervenga un’anomalia o un errore umano.

Si ascrivono invece alla categoria ‘sicurezza’ i fattori correlati alle proprietà chimico-fisiche delle sostanze quali l'in-

fiammabilità, l'esplosività, le proprietà comburenti e ossidanti, l’instabilità, tipiche dei metalli finemente suddivisi.

gli accessori di servizio:

• tavolo di lavoro con cassetta degli attrezzi (per sgrossatura, finitura, pulizia)

• bottiglie valvolate per alimentazione, raccolta e movimentazione polveri

• carrello per la movimentazione e trasporto

• scaletta per accesso alla postazione di alimentazione tramoggia superiore

• rete distribuzione argon per l’inertizzazione (consumo medio fino a 50 l/h)

• armadio esterno per la conservazione dei recipienti

MATERIALI E METODI

Il luogo di lavoro oggetto di valutazione è un ambiente chiuso 5x5x3 m, con impianto di aero-condizionamento dedicato, con portata di ricircolo da 980 m3/h di cui 200

m3/h di aria primaria. In emergenza è attivabile un ulteriore sistema di aerazione indipendente con immissione ed

delle materie prime, vergini e riutilizzabili

gli impianti fissi di:

• alimentazione FEM e illuminazione

• rivelazione allarmata tenore di ossigeno e fumo

• collettore di terra distribuito, per i collegamenti equipotenziali di apparecchiature e accessori.

estrazione di 1.000 m3/h

All’interno il processo, schematizzato nel flow-chart in Figura 2, viene condotto con le attrezzature:

• stampante industriale 3D tecnologia laser di alta potenza, a strati in camera chiusa con volume di lavoro 250 x 250 x 300 mm inertizzato con argon

Le materie prime utilizzabili nel processo di stampa tridi-

mensionale in esame sono polveri micrometriche commerciali da 30 a 60 µm, secondo il tipo di produzione è possibile utilizzare titanio e leghe o alluminio e leghe.

Tutta la manipolazione, il carico nella tramoggia interna

• vibrosetaccio inertizzato per il riciclo delle polveri

della macchina, lo scarico, la filtrazione, il travaso e il re-

• aspiratore mobile AtEx con filtro ad umido

cupero con riciclo delle polveri, viene effettuata manual-

• glove-box

mente (Figura 2).

Polveri metalliche

Contenitore valvolato

Setacciatura

Carico tramoggia

Sistema di riciclo

Stampa laser

Finitura al banco

Estrazione piastra

Pulizia della camera di stampa

Fig.2 - Schema semplificato Additive Manufacturing / Process Flow Chart L’analisi dei rischi è stata condotta con le metodologie e gli strumenti di indagine integrati selezionati fra quelli definiti dalla norma UNI CEI EN IEC 31010 [2]:

I] Primary hazard analysis and Case history con identificazione dei pericoli di:

• incendio, deflagrazione, detonazione da polveri metalliche

La Metallurgia Italiana - October 2020

• atmosfera irrespirabile da gas inerti (argon) in ambiente confinato.

II] Brainstroming and Semistructured interviews to operators III] What-if and worst-case consequences

con gli step sequenziali riguardanti sia la fase di risk assessment che di risk management and communication riportati in Tabella 1.

pagina 57

Attualità industriale - Sicurezza nei luoghi di lavoro Tab.1 - Sequenza metodologica / Methodological steps N°

Fase

1.

Esame della documentazione disponibile, verifica dell’idoneità e corrispondenza della stessa agli standard applicabili e allo stato di fatto con verifiche in campo

2.

Individuazione del processo con schematizzazione del flusso di lavoro e dei compiti

3.

Censimento e delle caratteristiche di macchine, impianti, attrezzature utilizzate in ogni compito

4.

Censimento delle sostanze presenti negli step di cui al punto 2 e 3 e delle caratteristiche chimico-fisico-tossicologiche con SDS, database e letteratura Valutazione dei Rischi per la salute e sicurezza derivanti dall’impiego di sostanze pericolose comprensiva di: a. Individuazione dei rischi da processo e gestione materie prime, ausiliari, rifiuti b. Verifiche AtEx e DPE (Documento Protezione dal Rischio di Esplosione) c. Effettuazione delle misure e valutazione dei rilievi ambientali d. Selezione dei sistemi di prevenzione e protezione collettivi e. Procedure e Istruzioni di lavoro (formali e/o prassi di fatto) f. Segnaletica e avvisi in un sistema integrato con le istruzioni di lavoro g. DPI-APVR e Indumenti (selezione-assegnazione-formazione- addestramento) h. Gestione delle emergenze (inclusi controlli periodici e registrati, adempimenti Prevenzione Incendi, formazione/ addestramento/ prove)

5.

6.

Individuazione e gestione dei rischi di interferenza vs. soggetti terzi (manutenzione, pulizie, …)

7.

Programmi di miglioramento, formazione e rivalutazione

CARATTERISTICHE DELLE POLVERI

di composizione certificata (Tabella 2) e granulometria ga-

Nel periodo di indagine è stato utilizzato un lotto com-

rantita sferica con diametro inferiore a 45 µm al 99%.

merciale della diffusa lega di titanio UNS R56400 (Ti6Al4V)

Tab.2 - Composizione chimica lega Ti6Al4V /Alloy composition Componente

% in peso SDS

Titanio

≈ 89

Alluminio

6,26

Vanadio

4,1

Ferro

0,01

Ossigeno

0,1

Altro

≈ 0,2

correlate alla regione dell’apparato respiratorio coinvolta

Per la valutazione dell’esposizione inalatoria, le polveri aerodisperse sono distinte in tre frazioni granulometriche

(Tabella 3).

(2)

Tab.3 - Frazioni Granulometriche En Uni 481 / Size Fraction for airborne particles Convenzione

� aerodinamico [µm]

Regione

Inalabile

10–100

Extra-toracica

Toracica

4-10

Toracica

Respirabile

<4

Alveolare

La polvere utilizzata nel processo, che non utilizza nano-

igienistico-occupazionale è la presenza di frazioni respi-

, ha una granulometria ricompresa nell’inter-

rabili, con diametro inferiore ai 4 µm confermata nel Test

vallo inalabile (�≤45 µm), e il lotto presenta una distribu-

certificate e microscopia SEM, caratteristica coerente con

zione granulometrica secondo lo standard ASTM B822,

quanto pubblicato in letteratura [3, 4, 5].

particelle

(3)

analisi laser diffraction, riportata in tabella 4. Di interesse La Metallurgia Italiana - ottobre 2020

pagina 58

Industry news - Safety in the working environment Tab.4 - Granulometria polvere/ Alloy particle size Laser size diffraction

Standard ASTM B822

DV (10) =

23 µm

DV (50) =

33 µm

DV (90) =

46 µm

Con il riuso delle polveri durante i cicli di lavorazione pos-

• travaso contenitori valvolati, carico / scarico polveri;

sono intervenire fenomeni di aggregazione con variazione

• apertura portella frontale di produzione con aspirazio-

di diametro o di forma, ma la differenza fra la granulometria

ne, rimozione piastra porta pezzi, pulizia;

del materiale vergine e quello riciclato dopo setacciatura

• filtrazione/recupero polveri setacciatura, pulizia filtri

non comporta effetti apprezzabili nei limiti dell’interesse

• eventi accidentali con recupero polveri

strettamente igienistico, come desumibile e confermato

• impiego, manutenzione e pulizia dell’aspiratore

in letteratura [3, 4, 5].

• interventi con attrezzi sul banco di lavoro.

I processi di diffusione e di sedimentazione nell’ambiente

I Valori limite di esposizione professionale (VLE) cogenti

di lavoro sono influenzati non solo dai due parametri prin-

cui fare riferimento sono in primo luogo quelli riportati in

cipali diametro aerodinamico e peso specifico, ma anche,

Allegato XXXVIII al D.Lgs. 81/2008 o, per gli agenti cance-

dopo il rilascio nella normale atmosfera con ossigeno e

rogeni e mutageni, in allegato XLIII al D.Lgs. 81/2008.

umidità ambientale, dall’ossidazione superficiale che mo-

In via subordinata sono disponibili i valori emanati dall’U-

difica la composizione chimica potenzialmente associata a

nione Europea e/o dai suoi organi tecnico-scientifici(4) ,

diverse caratteristiche di tossicità dell’agente.

destinati al successivo recepimento nella regolamenta-

Si tratta di fenomeni termodinamici e cinetici tipici di ogni

zione italiana(5,6), nonché i TLV-ACGIH(7) di riconosciuta

metallo o lega, funzione dell’insieme delle condizioni am-

e consolidata validità, ferma restando l’ampia casistica di

bientali e del tempo intercorrente fra il rilascio in atmosfe-

valori proposti da Enti ed Organizzazioni maggiormente

ra non inertizzata e l’esposizione, diversi caso per caso e

rappresentative nel mondo(8).

non indagati nel presente studio.

Allo stato nel Testo Unico italiano non sono stabiliti VLE per quanto di interesse e si è fatto riferimento ai limiti TL-

RISULTATI E DISCUSSIONI

V-ACGIH (Tabella 5).

A] PERICOLI PER LA SALUTE: ESPOSIZIONE INA-

È necessario precisare che solo l’alluminio ha un valo-

LATORIA A POLVERI METALLICHE

re come metallo puro mentre per i restanti metalli viene

L’analisi del ciclo produttivo, integrata con l’esame della

stabilito un valore in funzione dello stato di ossidazione o

manualistica e delle prassi poste in essere, ha permesso

del composto chimico formato oppure si utilizza il valore

di individuare preventivamente le fasi critiche a rischio di

stabilito per le polveri non altrimenti classificate, PNOS(9).

dispersione di polveri su cui focalizzare l’attenzione: Tab.5 - Valori Limite di Esposizione professionale / Occupational Exposure Limits Value - OELV TLV ACGIH [mg/m3]

METALLO

CAS

ALLUMINIO METALLICO (E COMPOSTI INSOLUBILI)

7429-90-5

1

TITANIO [TLV RIFERITO A PNOS]

7440-32-6

3

TITANIO [TLV RIFERITO A TIO2]

13463-67-7

VANADIO [TLV RIFERITO ALLE PNOS]

7440-62-2

3

VANADIO [TLV RIFERITO A V2O5]

1314-62-1

0.05

PARTICELLE NON ALTRIMENTI SPECIFICATE

=

3

La Metallurgia Italiana - October 2020

Respirabile

Inalabile 10 10 10

10

pagina 59

Attualità industriale - Sicurezza nei luoghi di lavoro Per valutare il livello di esposizione degli operatori rispetto ai corrispondenti valori limite, secondo l’art. 225 del D.Lgs. 81/2008 sono stati condotti campionamenti utilizzando gli standard normativi e le metodologie di igiene-occupazionale applicabili [6] e specificamente di tipo:

• personale per la frazione respirabile, con dispositivi

indossati in zona respiratoria, intervalli sequenziali con

durate corrispondenti al compito svolto, rappresentativi dell’esposizione degli operatori durante i singoli compiti (a prescindere dai Dispositivi di Protezione Individuale);

• statico per la frazione inalabile, campionatore a 1,5

metri dal piano di calpestio, in area rappresentativa

dell’atmosfera immediatamente circostante alle zone di intervento operativo.

Durante il monitoraggio è stato altresì attivato un campio-

namento statico di riscontro per la polverosità aerodispersa nel reparto, ubicato immediatamente all’esterno del box di lavorazione AM.

In Tabella 5 sono riportate le concentrazioni rilevate nella

campagna che ha coperto la sequenza di fasi in un’intera giornata di lavoro, all’interno della quale la durata delle

attività svolte è funzione dei pezzi stampati secondo le dimensioni e la complessità delle forme.

Tab.5 - Monitoraggio ambientale / Workplace sampling Tipo

Statico

Personale

Statico

Personale

Statico

Personale

Statico

Compito

Preparazione e Stampa

Preparazione e Stampa

Stampa e Setacciatura

Setacciatura

Pulizia Setacciatura Carico

Pulizia Setacciatura Carico

Reparto lavorazione - posizione immediatamente adiacente al locale AM

La Metallurgia Italiana - ottobre 2020

Durata

4h

2h:00m

1h:30m

1h:30m

1h:20m

1h:20m

6h:40m

Sostanza

Respirabili

Inalabili

mg/m3

P Totali

< 0.05

Titanio (come Ti)

< 0.001

Alluminio (come Al)

0.002

Vanadio (come VO5)

< 0.001

P Respirabili

0.13

Titanio (come Ti)

< 0.001

Alluminio (come Al)

0.003

Vanadio (come VO5)

< 0.001

P Totali

< 0.05

Titanio (come Ti)

< 0.001

Alluminio (come Al)

0.006

Vanadio (come VO5)

< 0.001

P Respirabili

0.50

Titanio (come Ti)

0.002

Alluminio (come Al)

0.011

Vanadio (come VO5)

< 0.001

P Totali

0.08

Titanio (come Ti)

< 0.001

Alluminio (come Al)

0.012

Vanadio (come VO5)

< 0.001

P Respirabili

0.25

Titanio (come Ti)

<0.001

Alluminio (come Al)

0.005

Vanadio (come VO5)

< 0.001

P Totali

0.06

Titanio (come Ti)

< 0.001

Alluminio (come Al)

< 0.001

Vanadio (come VO5)

< 0.001 pagina 60

Industry news - Safety in the working environment Le medie pesate(10) sull’intero turno di lavoro sono riportate in tabella 6.

Tab.6 - Concentrazioni medie / Weighted average concentrations Tipo

Luogo / Compito

Statico

Box Lavorazione AM

Personale

Statico

Addetto AM

Reparto lavorazione – posizione adiacente al locale AM

Durata

6h:50h

6h:50h

6h:40m

Sostanza

C/VLE

mg/m3 0.036

0.0036

Titanio (come Ti)

0.001

0.0001

Alluminio (come Al)

0.007

=

Vanadio (come VO5)

0.001

=

P Respirabili

0.235

0.078

Titanio (come Ti)

0.001

0.0005

Alluminio (come Al)

0.008

0.008

Vanadio (come VO5)

0.001

0.01

P Totali

0.06

0.006

Titanio (come Ti)

< 0.001

=

Alluminio (come Al)

< 0.001

=

Vanadio (come VO5)

< 0.001

=

mente significativi e rappresentativi delle diverse leghe in lavorazione saranno indispensabili ulteriori monitoraggi, in prima valutazione è possibile affermare che le concentrazioni aerodisperse sono risultate:

• nettamente inferiori ai TLV e/o al limite di quantifica-

zione delle rispettive metodiche analitiche, sia per la frazione respirabile che per la inalabile;

• inferiori o in linea con i, non molti, dati di concentrazione paragonabili in letteratura pubblicata [4, 7, 8, 9];

• altrettanto inferiori all’unità come indice di rischio per le miscele di metalli dell’addetto 0.019.

I rapporti di concentrazione fra i tre metalli non corrispondono alla composizione della lega e presentano un signi-

ficativo arricchimento dell’alluminio rispetto al titanio e

vanadio, confermando la necessità di speciazione di ogni singolo metallo campionato per valutare correttamente l’esposizione.

Le differenze fra i rapporti, e soprattutto la prevalenza di

alluminio in prima istanza potrebbero essere imputate ai meccanismi di produzione delle polveri in correlazione con il peso specifico delle stesse.

Le fasi a maggiore esposizione sono risultate la setacciatura e il carico, anche in questo caso con esiti ampiamente inferiori ai valori limite e a prescindere dall’ulteriore ridu-

zione conseguita dagli operatori indossando i Dispositivi

La Metallurgia Italiana - October 2020

Inalabili

P Totali

Fermo restando che per conseguire risultati statistica-

AM:

Respirabili

di Protezione Individuale per la protezione delle vie respi-

ratorie; in tutte le fasi per le polveri respirabili l’indice di rischio C/VLE è risultato compreso fra 0,08 e 0,17.

La misura gravimetrica della polvere totale immediatamente all’esterno del locale AM (0.06mg/m3) è risultata

maggiore della media ponderata dei campioni statici all’interno dello stesso (0.04 mg/m3). Osservando che nello

stesso campione esterno i tre componenti, e in particolare l’alluminio, non hanno una concentrazione rilevabile, è ragionevole affermare che:

• le condizioni di lavoro all’interno dell’ambiente AM, mantenuto dall’impianto HVAC a pressione legger-

mente negativa, non influenzano l’immediato intorno dello stesso;

• l’impianto di aerazione e ricircolo dedicato, con si-

stema di distribuzione e immissione dall’alto e flusso verso il basso, dotato di filtro HEPA13 inserito sul cir-

cuito di ripresa, consente di minimizzare sia il rischio di esposizione all’interno che di contaminazione verso

l’esterno, mantenendo una polverosità all’interno del

box pari o inferiore all’ambiente immediatamente circostante.

B] Pericoli per la salute: Atmosfere ipo-ossigenate

Le attività di manifattura, setacciatura e manipolazione del-

la polvere avvengono in atmosfera inertizzata con Argon addotto da una rete di distribuzione, alimentata dall’ester-

pagina 61

Attualità industriale - Sicurezza nei luoghi di lavoro no con una coppia di bombole da 50 litri di cui una in eser-

favorirebbe l’ossidazione liberando idrogeno, a sua volta

rampa di collegamento.

La capacità di infiammarsi, anche spontaneamente, all’aria

cizio e una di riserva tramite un deviatore installato nella Per valutare il pericolo di asfissia è stato utilizzato il worst-case ovvero il rilascio completo del contenuto di

una bombola piena, causato da:

• trafilaggio da tenute o dalle valvole di sezionamento e intercettazione

• cedimento o rottura della conduttura o di altro componente di collegamento

• errore umano

con contemporanea assenza di ricambio dell’aria per indisponibilità dell’impianto di aerazione, per manutenzione, guasto o mancanza FEM, spegnimento accidentale o intenzionale durante il week end, ferie, …

Ipotizzando una perfetta miscelazione del gas nell’am-

biente di lavoro si calcola un tenore di ossigeno del 18%, di per sé inferiore al tenore minimo accettabile del 19,5%.

Tuttavia l’argon, che ha una densità relativa rispetto all’a-

ria pari a 1,38 e durante la fuoriuscita tende a sedimentare

infiammabile ed esplosivo.

in polvere fine comprende, tra gli altri, l’alluminio, vanadio e titanio. L’incendio che risospende in aria le polveri sedi-

mentate, o l’innesco con microesplosioni primarie, possono originare una catena incidentale che evolve in una deflagrazione da polveri.

Le deflagrazioni, in quantitativi di materiale significativi e idonee condizioni quali ad esempio il confinamento in spazi limitati o lo sviluppo del fronte di fiamma in tubazio-

ni o condotte, possono a loro volta originare detonazioni con onde di pressione supersoniche.

Le esplosioni da polveri sono un fenomeno più com-

plesso di quanto avviene per gas e vapori. Le condizioni sono determinate da molti fattori fisici, tra i quali i Limiti di

esplodibilità (concentrazione polvere – aria LIE), il Diame-

tro medio (distribuzione granulometrica), l’Energia minima di ignizione (MIE) e la Temperatura minima di accensione (Tmin).

anche a prescindere dal raffreddamento isoentalpico da

Essendo difficile condurre test in sistemi omogenei con

disponibile all’interno. In un ambiente confinato e calmo

zazione dei fenomeni e degli indici è soggetta ad un ampio

derà a distribuirsi prevalentemente nel volume inferiore

tità degli effetti quali la Pressione massima di esplosione

alla stessa.

di esplosione, (dP/dt)max o Kst.

residuo nella zona respiratoria all’interno del locale può

superiore a 500 µm presenti una tendenza all’esplosione

espansione, non si diffonde occupando l’intero volume

concentrazione uniforme della sospensione, la caratteriz-

quale il box di produzione AM, una fuga di gas pesante ten-

margine di variabilità anche per la quantificazione dell’en-

all’altezza della perdita e, inizialmente, nell’area adiacente

(Pmax) e la Velocità massima di aumento della pressione

Tenendo conto di questi fattori la concentrazione di O2

In relazione alla granulometria si ritiene che un diametro

risultare inferiore al 15%, concretizzando un pericolo di

molto bassa e la progressiva ossidazione superficiale delle

asfissia da atmosfera ipo-ossigenata.

Sulla base della stima condotta, e in attuazione al DPR 177/ 2011(11) [10], è stato installato un sistema di rilevazione in

continuo del tenore di ossigeno con sensori posti a livello del piano di calpestio e a 1,5 metri di altezza, e allarme op-

to-acustico riportato all’esterno, testato semestralmente.

A supporto sono state adottate misure procedurali e in-

fo-formativa estese anche ai soggetti di rischi da interferenze, quali i manutentori, l’impresa di pulizia, … [11].

C] Pericoli per la sicurezza: Incendio, deflagrazione e detonazione

particelle diminuisce la reattività.

Nei processi AM le polveri debbono essere lavorate in ogni fase mantenendo l’atmosfera inertizzata e secca (vedi anche NFPA 484 capitolo 13 [12]), condizione di sicurezza

che può venire meno sia per anomalie che per errore procedurale o umano.

Anche le fonti di innesco, presenti sia in lavorazione che nelle operazioni accessorie, sono numerose ed ubiquita-

rie: laser e superfici calde, scariche elettrostatiche e scintille elettriche(12), attriti e/o urti.

Visto quanto sopra in estrema sintesi, è importante adot-

tare la massima cautela ed ogni migliore buona prassi, a

Le polveri metalliche finemente suddivise e innescate

partire della minimizzazione dei quantitativi detenuti allo

costanze, limitata quantità e in fase iniziale, possono esse-

ne di ogni sedimento o deposito, ricordando che spesso

tempo nel modo più assoluto l’estinzione con acqua, che

valutato.

possono sviluppare violenti incendi che solo in alcune cir-

strettamente indispensabile e la pulizia con l’asportazio-

re combattuti con estinguenti di classe D, evitando al con-

il fenomeno esplosivo da polveri tende ad essere sotto-

La Metallurgia Italiana - ottobre 2020

Oltre che con l’ossigeno, i metalli reagiscono esotermicapagina 62

Industry news - Safety in the working environment mente con l’umidità atmosferica o l’acqua, sviluppando di

ausiliario di lavorazione l’alcool isopropilico, infiammabi-

mularsi in sacche esplosive e/o incendiarsi [12, 13].

La dispersione di polveri infiammabili in un’atmosfera con

idrogeno, a sua volta in grado, se non disperso, di accu-

L’identificazione quali-quantitativa delle caratteristiche delle polveri devono essere valutate utilizzando le SDS

(non sempre esaustive), le fonti regolamentari UE-AtEx, la

letteratura tecnica [12, 13, 14, 15], e i database oggi dispo-

le.

vapori infiammabili può formare una miscela ibrida, esplosiva anche al di fuori dei limiti di esplosività dei singoli

vapori e gas o della concentrazione esplosiva della polvere(15,16); tale evenienza dev’essere preclusa con precise

nibili anche online [16-A e 16-B].

istruzioni di lavoro. Ogni impiego è stato proceduralizza-

re fine è necessario classificare le apparecchiature e l’am-

e identificando ogni recipiente con le caratteristiche di pe-

In considerazione delle caratteristiche dei metalli in polve-

to, compartimentando gli stoccaggi separati per categoria,

biente a rischio di esplosione secondo le normative UE-A-

ricolo anche in caso di riutilizzo o ripartizione.

tecnica, organizzativa e procedurale conseguenti secondo

Conclusioni

disponibili [1, 12, 13, 14].

parti produttivi richiede l’allestimento di nuovi locali de-

zione, setacciatura, travaso, ripartizione, conservazione),

lavoratori addetti.

di macchine inertizzate e glove box.

consolidate, accompagnate da una molteplicità di variabili

di rischio sviluppata secondo la previsione del capitolo 7

materie prime, è necessario sviluppare un’analisi dei rischi

alla normativa e classificazione AtEx ai sensi del titolo XI

misure preventive e protettive strutturali, tecniche e pro-

tEx, adottando le misure preventive e protettive di natura le direttive UE-AtEx e le buone prassi tecniche o operative

Il progressivo sviluppo della manifattura additiva nei re-

Per mantenere l’inertizzazione in ogni passaggio (lavora-

dicati, con rischi potenziali per la salute e sicurezza dei

minimizzando la dispersione in aria, è richiesto l’impiego

In un quadro di conoscenze in divenire e non del tutto

Le ulteriori implementazioni adottate in seguito all’analisi

derivanti dalle diverse possibili lavorazioni, tecnologie e

dello standard NFPA 484 [12] e la verifica della rispondenza

occupazionali specifici che consenta di adottare le idonee

del D.lgs 81/2008 sono:

cedurali accompagnate da una formazione specifica degli

• rilevazione allarmata in continuo di atmosfere infiam-

operatori e dei sovrintendenti.

• equipotenzialità e messa a terra delle apparecchiatu-

con polveri metalliche micrometriche non cancerogene

bonding) con pinze AtEx, e una rete perimetrale in

natura chimica per la salute e la sicurezza degli addetti se-

• prevenzione dell’accumulo di cariche elettrostatiche

L’esame ha consentito di verificare l’idoneità delle misure

mabili;

A questo scopo è stata analizzata una manifattura additiva

re e collegamenti diretti fra le stesse (grounding and

con processo powder bed fusion, valutandone i rischi di

rame per gli attacchi delle stesse;

condo le previsioni della normativa italiana.

con adozione di DPI (guanti, scarpe) e indumenti di

preventive protettive adottate e di implementarne ulterio-

con resistività misurata

Le concentrazioni di polveri aerodisperse sono risultate

protezione (tute, sovrascarpe) certificati antistatici;

• pavimentazione disperdente

(13)

inferiore a 10 Ω; 8

• divieto di impiego di attrezzature, macchine, impianti

e dispositivi elettrici ed elettronici(14) incompatibili con

la classificazione AtEx dell’ambiente;

• annegamento dei rifiuti contenenti polveri infiammabili in abbondante acqua in vasche all’aperto isolate da fonti di innesco per consentire la libera dispersione dell’idrogeno.

ri.

ampiamente all’interno dei valori limite di esposizione oc-

cupazionale e allineate alle migliori risultanze pubblicate

in letteratura, anche se richiederanno una validazione statisticamente significativa e rapportata ai diversi metalli potenzialmente utilizzati in futuro.

I pericoli derivanti dalle caratteristiche di infiammabilità ed esplodibilità delle materie prime impongono di focalizzare l’attenzione sui rischi chimici per la sicurezza adottando

soluzioni che richiedono uno stretto rapporto fra inter-

D] Pericoli per la sicurezza: Liquidi infiammabili e Miscele ibride

venti strutturali e di lay-out, tecnico-impiantistici nonchè strumentali, integrati con procedure e piani di formazione.

Per la pulizia delle apparecchiature viene utilizzato come

La Metallurgia Italiana - October 2020

pagina 63

Attualità industriale - Sicurezza nei luoghi di lavoro NOTE 1)

D.Lgs n°17 del 27/01/2010 Attuazione della direttiva 2006/42/CE, relativa alle macchine e che modifica la direttiva 95/16/CE relativa agli ascensori e s.m.i.

2)

Allegato XLI D.Lgs. 81/2008 Metodiche standardizzate UNI EN 481 Atmosfera nell’ambiente di lavoro. Definizione delle frazioni granulometriche per la misurazione delle particelle aerodisperse

3)

le nanoparticelle, con diametro <0.1 µm, hanno caratteristiche, quali il rapporto superficie/volume, il comportamento dinamico e i fenomeni di superficie fisici e/o chimici, che possono influenzare specificamente l’interazione biologica con l’organismo umano

4) SCOEL/RAC-ECHA 5)

Direttiva UE 2017/164; 2019/1831

6)

Direttiva UE 2017/2398; 2019/130; 2019/983

7)

condivisa prassi di riferimento internazionale, di risalente inserimento nella contrattazione collettiva nazionale italiana

8)

si richiamano anche, e tra l’altro, i valori proposti o adottati dagli Enti degli stati membri UE (DFG, INRS, FIOH), la regolamentazione di prodotto REACH e comunque le fonti internazionali riconosciute fra cui NIOSH, OSHA, HSE, …

9)

PNOS: polveri insolubili o scarsamente solubili in acqua o nei fluidi polmonari (se sono disponibili dati sperimentali), a bassa tossicità e prive di un valore limite ponderale applicabile

10)

semplificando, le concentrazioni inferiori al LOQ sono state poste pari a LOQ/2

11)

Regolamento recante norme per la qualificazione delle imprese e dei lavoratori autonomi operanti in ambienti sospetti di inquinamento o confinanti, ex art.6, c.8 g), D.Lgs. 81/2008

12)

la conduttività delle polveri sedimentate può causare cortocircuiti negli impianti non protetti

13)

GUIDE CEI CLC/TR 50404 (Guida CEI 31-55) Guida e raccomandazioni per evitare i pericoli dovuti all’elettricità statica e s.m.i.

14)

inclusi gli ubiquitari cellulari

15)

NFPA 484-2019 [12] & 654-2020 [13] miscela ibrida eterogenea esplosiva: un gas infiammabile o vapore in concentrazione > 10% al LEL con una polvere, particelle combustibili o aerosol > 10% del MEC (minima concentrazione esplosiva)

16)

ATEX Polveri all. C: miscela ibrida fra un gas infiammabile o vapore con una polvere o particelle combustibili che può comportarsi in modo diverso rispetto al gas/vapore o alla polvere presi singolarmente; può risultare esplosiva al di fuori dei limiti di esplosività dei gas/vapori o delle concentrazioni esplosive della polvere indicativamente se la concentrazione del gas/vapore supera il 25 % del LEL

BIBLIOGRAFIA [1]

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La Metallurgia Italiana - ottobre 2020

pagina 64

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Chemical risks assessment for workers health and safety in additive manufacturing process with micrometric powder of Ti6Al-4V alloy The increasing development in many productive sectors of additive manufacturing may be accompanied by an inadequate set-up in pre-existing environments.

An a priori knowledge of potential problems, but also of effective solutions in place, can contribute to the minimization of occupational risks since the design stage.

Being a recent technology, with a reduced amount of consolidated knowledge on the OHS aspects, is conducted a chemical risk assessment for an additive production with micrometric metal powders.

To fulfill the Italian law for Workers Health and Safety, Decree n° 81/2008, requirements (Figure 1), using risk assessment methodologies and occupational good practices (Table 1), the main chemical risks for safety and health and the related controls are identified.

Workers' exposure during a production cycle (Figure 2) with a widespread titanium alloy Ti6Al4V (Table 2 and 3) has been investigated.

The inhalation risk due to airborne particles depends on the equivalent aerodynamic diameter that affects the three respiratory tracts of the respiratory system (table 4) and the health hazards of constituent substances.

The compliance with Occupational Exposure Limit Values (Table 5) was verified in accordance with the Italian Workers Health and Safety Decree Exposure monitoring, conducted according to the occupational hygiene methodology and the UNI EN 689/2019 standard.

The worker exposition (table 5 & 6) was very low both for dust (Risk index between 0,08 and 0,17) and for the single components of the alloy and their sum:

0.019. The results are aligned with the best data from published literature [4, 5, 7, 8, 9].

The dedicated HVAC system, with top-down air distribution, equipped with a HEPA13 filter inserted in the air recycling system, allows minimizing both the risk of exposure inside the dedicated working environment and contamination towards the outside.

Due to blanketing requirements, a worst-case analysis has been developed for the Argon distribution, stressing a danger of hypo-oxygenated atmosphere and the need for an oxygen detection system.

Fire and explosion due to metal powders prevention require the AtEx zones classification and consequent actions to reduce the risk of ignition by electrostatic charges, exothermic oxidation, and the development of hydrogen detection system and fire alarm.

In the aim of risk evaluation in Additive Manufacturing with Titanium alloy metal powder, classified non-cancerogenic, this study has verified the full compliance of the adopted measures and allowed to implement further ones.

Although highlighting the need for further checks and investigations, has been identified a prevalence of chemical safety risks compared to workers' health risk.

KEYWORDS: ADDITIVE MANUFACTURING, TI6AL4V, OCCUPATIONAL HYGIENE, CHEMICAL RISKS, BLANKETING.

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pagina 65

Experts’ Corner - Physical Metallurgy

THE ORGAN OF FUSINE (BL): STUDY FOR RESTORATION a cura di: A. Giorgio Settimi, C. Gennari, I. Calliari, M. Maierotti, G. Patuelli, F. Ruffatti, T. Urso

In Fusine town (Belluno, Italy), in the Church of S. Nicolò (Parish of S. Nicolò, Fusine di Zoldo, Diocese of Belluno-Feltre), there is a rare wooden organ whose peculiarity is the cylindrical pipes made entirely of wood.

The work on the wooden organ, represents unique challenges for the restorers, especially with reference to the pipework, in terms of restoring the original sound, and of researching the original pitch and tuning temperament. Two organ stops are made of metal. The right composition of the lead-tin alloys provides a correct understanding about tone and sound.

The present work reports the results of the study on the material (wood and metal) and of the restoration procedure.

KEYWORDS: MUSICAL INSTRUMENTS, RESTORATION, WOODEN PIPE, VAL DI ZOLDO INTRODUCTION History The Parish Church of San Nicolò in Fusine, a small mountain village in the province of Belluno (Italy) is home to a truly extraordinary pipe organ. Most of its pipes are cylindrical or conical, manufactured mainly with wood and the usual tin/ lead alloy. This makes it unique in the world.

The manufacturer of this marvel was a local artisan, Agostino de Marco, who completed the instrument before 1820.

The oldest document dealing with the instrument is an inventory of the church’s belongings, which reports: “Organ whose pipes are mostly made of wood, and a bit of tin.

And two reservoirs, with balcony, and casework of smooth spruce, unpainted, and two colored curtains.” [1].

The instrument was assembled by using parts from various organs, of different makes and origins. It seems that De Marco at first used parts coming from other instruments, and then proceeded to complete the organ by manufacturing the pipes from wood, using a technique which was totally new and unknown to local tradition.

In the Valley of Zoldo, where the village of Fusine is located,

Alessio Giorgio Settimi, Claudio Gennari, Irene Calliari Dipartimento di Ingegneria Industriale, Università di Padova, alessiogiorgio.settimi@unipd.it, claudio.gennari@unipd.it, irene.calliari@unipd.it

Marco Maierotti, Giuseppe Patuelli

Associazione Organi Storici in Cadore-Dolomiti, Pieve di Cadore (BL), Italy, maierotti_perarolo@libero.it, gpatuelli@gmail.com

Fancesco Ruffatti

Fratelli Ruffatti Snc, Padova, Italy organs@ruffatti.com

Urso Tiziana

Dipartimento Territorio e Sistemi Agro Forestali, Università di Padova, Italy, tiziana.urso@unipd.it

wood is abundant, and this has encouraged its widespread use, and a great knowledge in the use of the various available species. It is very likely that making pipes out of wood is the result of two factors combined: great woodworking skills and the particularly difficult economic situation of the period. De Marco could not afford to buy metal, but nevertheless he found a way to manufacture wooden pipes that sounded like and looked like metal pipes [2].

La Metallurgia Italiana - October 2020

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Scenari - Metallurgia fisica The wooden pipes

ding small metal “flaps” inserted on the top of each pipe,

The vast majority of pipes in the Fusine organ represents

to perform minimal corrections to the otherwise cut-to-

a unique case in organ building, not only for Italy but at

length wooden resonators. At the beginning of the twen-

international level. Such pipes are for the most part made

tieth century, with the objective of facilitating the process,

of wood, of various shapes, but mostly with rounded feet

a local firm deliberately cut down nearly all pipes and glued

and resonators, not quadrangular as wooden organ pipes

metal cylinders on top of them, which could be deformed

are generally made.

to correct the sound frequencies. Such process was car-

The Façade of the instrument (pipes located in front, visi-

ried out in a very crude manner and pipes were randomly

ble from the outside), which are the largest manual pipes,

repositioned, so that the correct succession of diameters

made

was lost. This obviously determined a notable change in

(1)

are made of spruce with their upper and lower lips

(2)

of maple.

pitch, sound character and tuning temperament [3].

They feature cylindrical resonators and a unique manufacturing technique. The same type of construction, although occasionally with the use of different wood spe-

The metal pipes

cies, has been used for the manufacturing of the Voce

In ancient Italian organbuilding it was common practice,

Umana

with some exceptions, to use two types of metal alloys

(3)

. and the "Ripieno " ranks starting from the De(4)

cimanona (1 1/3’ pitch).

for the manufacturing of pipes: an alloy featuring a higher

Two organ stops, the Flauto in XII (2 2/3’) and the Cornetta

percentage of tin, up to 80% at times, for the façade pipes,

(1 3/5’) feature conical resonators, resembling the traditio-

i.e. the pipes which are visible, placed in front of the in-

nal shape of the corresponding metal stops in the Venetian

strument, and an alloy with lower tin content, up to 20%,

tradition of the XVIII and XIX centuries.

for the internal pipes. The rest was lead. This choice was

One stop, the Flauto in Ottava, has square resonators, but

dictated by the need to provide the pipes of larger size, in

its construction is far from being close to common practi-

the façade, with added mechanical strength. As a desirable

ce. The most intriguing aspect is that the builder did not

side effect, the high tin content gave them a brighter appe-

cut four wooden elements (or walls), joining them to-

arance [4-6].

gether to form a hollow square-shaped resonator, as any

In modern organbuilding, the criteria used to choose the

builder would do. He instead started out for each pipe with

alloys remains the same as far as the façade pipes are con-

a solid square piece and emptied it out to form three of the

cerned, but a higher attention is devoted to other aspects,

resonator’s walls, and then proceeded to add the fourth

and specifically to the resonance properties of the diffe-

by gluing a separately-cut piece of wood. While this tech-

rent alloys. It is today rather common to use a lower tin

nique could possibly ensure greater stability, it presents

content alloy for pipes of the family of flutes, which require

such challenges (especially considering the tools available

a more limited development in upper harmonics. On the

at the time of construction) that to our knowledge it is the

contrary, alloys with higher tin content, which produce

only example found in organ building history.

harder and more resonant material, are normally used for

Two reed stops are part of the organ’s tonal scheme: the

pipes of the Principal and String families. For these pipes,

manual Tromboncini and the Pedal Tromboni, which are

a higher upper harmonics’ development is desirable [7,8].

both typical of the Venetian tradition. The difference is

It is worth mentioning that two of the organ stops, the Ot-

that they are also made entirely of wood rather than me-

tava (4’) and the Decimaquinta (2’) are made of metal. They

tal. Their construction requires even higher skills and it is

were manufactured in South Tyrol during the second half

further complicated by the builder’s choice to manufactu-

of the XVII century and recycled in the Fusine instrument

re the resonators, although of pyramidal shape, with the

by De Marco. Both stops, which are particularly rare and

same technique used for the Flauto in Ottava (by emptying

precious, probably come from the same instrument. The

out solid pieces of wood).

Ottava was originally used in the façade (traces of suppor-

The internal pipes were originally tuned by slightly ben-

ting hooks can still be seen at the back of the pipes), while

La Metallurgia Italiana - ottobre 2020

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Experts’ Corner - Physical Metallurgy the Decimaquinta (2’) was located inside the case. The pat-

MATERIALS AND METHODS

tern of the mouths in both stops is very elaborate: etched

From the beginning of the restoration process it was clear

lines that form an almost-complete roman arch, which

that re-lengthening of nearly all pipes was necessary in or-

suddenly flairs up to a point at the summit in a minaret-like

der to bring back the instrument to its original pitch and tu-

shape. The same basic design is repeated both at the upper

ning method, or “temperament”. One of the requirements

and lower lips [3].

of pipe organ restoration is the use of homogeneous ma-

The paper deals with the interdisciplinary projects, con-

terials in filling-in gaps or in rebuilding missing parts. This

cerning the restoration and the investigations of woods

is particularly critical for the pipes, where the material has

and metals, employed for the pipes with the final aim to

a direct influence on the pipes’ resonance properties, and

support the restoration itself.

consequently on the produced sound. Identifying the ma-

The high historical value of the organ requires a deep inve-

terials used in the original construction, both for the woo-

stigation of all the pipes’ materials and technology. Espe-

den and the metal pipes, was therefore a necessity.

cially for metal pipes it is important to determine the right

The sample in Fig. 1a, also defined as “Big Sample”, was

composition of the alloy in order to avoid different tone

taken from a pipe formerly used in the façade. Sample in

rather than the original and to study the origin of the origi-

Fig. 1b, also called “Small Sample”, was taken from a pipe

nal metal pipe.

originally utilized inside the instrument.

FIG.1 - Campioni di canne di organo prelevati da due punti diversi dell’organo di Fusine. In particolare il campione A è stato prelevato dalla parte frontale, mentre il campione B da una canna originale. – Pipe samples provided from two different points of the Fusine Organ. In particular, sample A was taken from the façade, while sample B from an original pipe.

The samples were degreased with acetone by ultrasound.

The wood characterization was performed according to

Distilled water and ethanol were employed to wash the

standard botanic method [9].

samples that were dried with compressed air.

Two sections section of this article deals with the research

The cross-sections of the metal samples were cut and

which has been conducted to determine the type of wood

mounted in resin, grounded using SiC abrasive papers,

used for their manufacturing and to the metal investiga-

and finally polished with cloth and a diamond suspension

tion. Three stops are made of metal, likely manufactured

(6, 3 and 1 µm).

in the XVII century and introduced in the organ during the

A Cambridge Stereoscan 440 Scanning Electron Microsco-

course of its history.

pe, equipped with a FEI-Philips EDAX, was used to analyze the surface, to obtain indications on the alloy composition.

RESULTS AND DISCUSSION

The cross-section of the samples was used to identify the

Wood studies

microstructure and real chemical compositions.

The restoration project of a wooden and historical artifact

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Scenari - Metallurgia fisica such as the Fusine's organ has to be preceded by some

cally, pipe’s wood has distinct rings, with salmon colour,

preliminary studies such as the identification of the wood

apparently not very heavy. The chromatic differentiation

species and of the biological degradation [10]. A digital mi-

between sapwood and heartwood is not visible. Under

croscope has been used in order to identify the wooden

the microscope the typical characteristics of the spruce

species of the different parts of the pipes. Wood micro-

are evident: there are resin canals, with epithelial cells

samples were gathered, when possible, in order to con-

thick-walled; tracheids are without helicoidal thickenings

firm the identification of the species through laboratory

and with bordered pits in single rows; the rays are hetero-

microscope investigation.

geneous; crossfields pits are piceoids; ray tracheids show

Careful inspection was performed in order to detect and

sculptures on the bordered pits. The salmon colour of the

map possible exit holes of insects and areas under poten-

wood, which would be more typical of the larch, was not

tial fungus attack.

considered reliable, as it was probably altered by the long exposure to air. On the basis of the observed characteri-

Identification of wood

stics, the attribution of wood to a spruce is assumed (Fig.

At least three different wood species have been observed,

2a) [11].

constituting the different parts of the organ. Macroscopi-

Fig. 2 - Sezioni trasversali dei campioni di legno prelevati dall’organo: (A) legno di Picea e (B) legno d’Acero. – Transversal sections of wood samples taken from the Organ: (A) Spruce wood and (B) Maole wood.

The body of the flute XII is made of light wood, diffuse po-

can belong to three species: field maple (A. campestre),

rous, with slightly perceptible rings, rather thin, and rays

curly maple (A. platanoides), and great maple (A. pseudo-

barely visible at the naked eye. The vessels are isolated or

platanus). The field maple is different from the other two

in small radial rows of 2-3 elements, homogeneous by di-

exclusively for the thickness of the rays (2-3 rows of cells).

stribution, with a circular contour. Under the light micro-

On the contrary, curly maple and great maple are not dif-

scope, helical thickenings on the vessel walls, alternating

ferentiated on the basis of wood anatomy features, while

intervessel pits and simple perforations are highlighted.

macroscopically the curly maple wood is rosier and less

The rays are mono and multiseriate, less than 10 rows of

shiny. We can hypothesize the attribution to great maple

cells (5-6) wide. Also, the cuneo trombone is made of a

for the wider diffusion of this species in the area of origin of

similar wood, with few different characters: in particular

the organ, and for the traditional use of this wood for musi-

the rays are slightly wider (6-7 rows of cells) and more nu-

cal instruments and turning. However curly maples cannot

merous. The wood anatomy described here allows attri-

be excluded (fig. 2b).

buting the sample to a tree belonging to the genus Acer.

Pipes of XXVI range, instead, appears to be in light-pale

According to [10], the anatomy of the observed wood

wood with trace of bark. These are small pipes, compo-

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Experts’ Corner - Physical Metallurgy sed by a debarked stem, with a conical end. The wood

As far as insects are concerned, no flicker holes have been

shows medullary rays poorly defined, light color and red-

found.

dish-brown bark. These features suggest that the use of Metal pipes studies

elder for XXVI pipes.

Surface analysis Study of biological degradation

The EDX spectra on surface show that the surface of both

The wood appears intact, without exit holes of insects and

samples consists of a lead-tin alloy, with oxides on the

fungus degradation zones. However, some fungal hyphae

surface, and the SEM examination evidenced the typical

have been observed under optical microscope in spruce

microstructure of this alloy in cast condition, with dendri-

wood. Spruce has a rather low durability against fungi, and

tes (Fig. 3a) and lead macro-segregation (white area in Fig.

the presence of hyphae confirms the importance of kee-

3b).

ping wood moisture low and monitored.

Fig. 3 - Microgafie SEM della superficie dei campioni di canne: (A) esempio di dendriti e (B) segregazione di piombo. – SEM images of surface of pipes samples: (A) example of dendrites and (B) lead segregation

Cross-section analysis Fig. 4a shows SEM image of the cross-section of the “Big Sample”.

Fig. 4 - Immagini SEM della sezione del “Big Sample”: (A) basso ingrandimento e (B) alto ingrandimento. E’ possibile notare

la presenza di intermetallici. – SEM images of the cross section of “Big Sample”: (A) low magnification and (B) high magnification. It is possible to see the presence of intermetallics.

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Scenari - Metallurgia fisica From EDX spectra (not shown here) on the cross section,

given in Tab. 1. The white areas consist of lead, while grey

it is possible to confirm the result obtained with surface

areas are tin.

analysis. Indeed, it is a lead-tin alloy which composition is Tab.1 - Composizione chimica della lega impiegata per il campione “Big Sample”. – Chemical composition of the alloy employed for the “Big Sample” Element

Composition Wt %

Sn

58.4

Pb

41.2

S,Cu,Si, O

Traces

Fig. 4b. shows high magnification SEM images of the “Big

The white circles highlight rod-like particles: these consist

Sample”. It is possible to see that the microstructure is

of a silicon-copper-tin.

characterized by a lot of intermetallics that were analyzed

Finally, the presence of porosity (blue arrows) show the

with EDS.

fluidity of the alloy that, during solidification, absorbed air,

The grey particles within the white areas (black arrows)

thus creating the porosities.

consist of tin and copper, whereas the black particles,

The microstructure of the “Small Sample”, together with

highlighted by the white arrows, instead, are a mixture of

EDS spectra of all section are given in figure 5a.

silicon and lead with trace of tin.

Fig. 5 - Immagini SEM della sezione del “Small Sample”: (A) bassi ingrandimenti e (B) alti ingrandimenti. E’ possibile notare la presenza di intermetallici. – SEM images of cross section of the “Small Sample”: (A) lower magnification and (B) higher magnification. It is possible to observe the presence of intermetallics.

EDS spectra confirms the result obtained with surface

is given in Tab. 2. The white areas consist of lead, whereas

analysis. Indeed, it is a lead-tin alloy which composition

grey areas are tin.

Tab.2 - Composizione chimica del “Small Sample”. – Chemical composition of the “Small Sample”.

Element

Composition Wt %

Sn

17.1

Pb

82.4

Cu,Si,Mg,Ag

Traces

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Experts’ Corner - Physical Metallurgy Fig. 5b shows high magnification SEM images of the “Small

ticles: these are a mixture of magnesium with tin and lead.

Sample”. From the two figures, it is possible to see that

In figure 5b, the intermetallic highlighted by green arrow

the microstructure is characterized by a lot of Si-Pb, Sn-Ag

which shape is quite similar to a comet, instead, consists

and Cu-Pb-Sn intermetallics.

of copper-lead-tin.

The black particles (blue arrows in Fig. 5a and Fig. 5b) con-

Finally, the light grey particle within the tin matrix (white

sist of a silicon-lead intermetallic, whereas the orange ar-

circle in Fig. 5b) is composed by a mixture of silver and

rows in Fig. 5b highlight a lead-tin intermetallic.

tin, as shown by chemical composition obtained with EDX

The black arrows on Fig. 5a, instead, highlight rod-like par-

analysis (Tab. 3).

Tab.3 - Composizione chimica degli intermetallici argento-stagno. – Chemical compostion of silver-tin intermetallics.

Element

Composition Wt%

Ag

35.2

Sn

64.7

The microstructural analysis was used during the restora-

xony; Cornwall, Derbyshire in England are well-known in

tion in order to better understand the peculiar features of

literature [12].

the metallic materials of the two organ stops: the Ottava

The silicon in both samples, instead, comes from cassi-

(4’) and the Decimaquinta (2’).

terite ores, which is a tin oxide mineral with a chemical

This analysis confirmed the assumptions made before re-

composition of SnO2. Although cassiterite is the most im-

storation. Indeed, there were two types of tin-lead alloys.

portant ore of tin, it has only been found in minable con-

In particular, the alloy with high tin was actually employed

centrations in a few locations. Historically Cornwall was

in the manufacture of the façade pipes, where a high me-

the major tin producer [13]. The typical composition of

chanical strength, as well as a brighter appearance of the

cassiterite is about 78.8% tin and 21.2% oxygen by weight.

surface were required

However, there are numerous impurities in the ores: silica

The tin – lead alloy with a low content of tin, instead, was

and copper are prevalent. Then, the silicon and copper in

used for the pipes originally placed inside the instrument.

the two samples come from cassiterite.

Another difference in the composition of the two samples

The presence of traces of Si, Ag, Mg and S comfirms that

concerns the presence of traces of Ag in the Small Sample

the pipes were manufactured more than one century ago.

compared to the Big one. This is due to the different chemical composition of the used galena.

RESTORATION

Galena is a lead sulfide mineral with a chemical compo-

One of the objectives of the present work is the restoration

sition of about 86.6% lead and 13.4% sulfur by weight.

of sound to the highest possible degree of authenticity. To

However, some specimens of galena contain Ag up to 1

achieve this goal, re-positioning the pipes to their original

-2% by weight (argentiferous galena). In addition to sil-

location and restoring their original length are necessary

ver, galena can contain minor amounts of copper. These

steps. All non-original metal cylinders have therefore been

metal impurities remain also in final microstructure of the

removed, and re-lengthening of each resonator has been

two samples. Galena is very easy to melt, due to its low

performed utilizing custom-made wooden cylinders, se-

melting temperature (327°C). In order to obtain an effi-

cured to each pipe top and glued with organic glue. The

cient lead production, the presence of a basic enviroment

research conducted on the wood species has allowed the

is necessary. The magnesium traces in the Small Sample

restorers to choose matching wood for the manufacturing

derive, therefore, from ores employed in order to obtain

of these new elements. At the end of the process the pipes

a basic environment during the lead smelting. Deposits

have been equipped once again with the tuning flaps, re-

of both galena and argentiferous galena at Freiberg in Sa-

producing the builder’s original technique(5) (Fig. 6).

La Metallurgia Italiana - October 2020

pagina 73

Scenari - Metallurgia fisica

Fig. 6 - Canne in posizione dopo il restauro. I risuonatori sono stati portati alla lunghezza originale ed equipaggiati con “calate”

(lamelle di accordatura). Pipes in place after restoration. Resonators have been re-lengthened and equipped with tuning “flaps”.

For metallic pipes, the restoration process requires an ac-

soldered. The pipe is then cut to the proper length.

curate selection of the tin-lead alloy for the right repair of old pipes or production of new pipes.

CONCLUSIONS

Tin and lead are carefully weighed on accurate scales and

The study of the Fusine organ confirmed the use of wo-

mixed together in the desired amounts. The mixture is he-

ods traditionally chosen in the area of Belluno for the con-

ated in an oven until it melts into a liquid. The molten alloy

struction of organs. Spruce and maple were found and this

is poured into a large, shallow cooling tray. The metal co-

result guided the choices for the construction of damaged

ols into a sheet, which is removed from the tray. The exact

or missing portions. The state of conservation of the ma-

amount of liquid that is poured into the tray determines

terial is very good, even if the presence of some fungal

the thickness of the sheet, which will affect the sound of

hyphas suggests a careful monitoring of the environmen-

the pipe.

tal conditions to avoid their increase.

The metal sheet is cut to the proper size. It is then bent

Two organ stops are made of metal. For these, two diffe-

around a wooden mandrel in the shape of the pipe being

rent lead-tin alloys were employed. The determination of

made. The sheet is hammered and rolled around the man-

the right composition of these alloys was important in or-

drel until it is shaped into a pipe. The seam, where one

der to avoid modification in sound compared to original

edge of the sheet meets the other edge, is smoothed and

pipes.

La Metallurgia Italiana - ottobre 2020

pagina 74

Experts’ Corner - Physical Metallurgy NOTE 1)

Manual stops or pipes are those playable from the keyboard, as opposed to the Pedal pipes or stops, playable from the pedalboard.

2)

The upper and lower lip of a pipe, and the opening in between, form the “mouth”, where the pipe tone is produced.

3)

The Voce Umana is a typical Italian stop which is normally played in conjunction with the Principale to form a celeste, or a slightly off-tune combination

4)

The Ripieno of the historical Italian organ is formed by individual ranks of pipes of “Principale” tone which includes the Principale, Ottava, and several ranks starting at higher intervals of octave and fifth (2’, 1 1/3’, 1’, 2/3’ etc.)

5)

The tuning flaps consist of small pieces of pipe metal which are inserted at the resonator tops and that can be bent as needed to “shade” the pipes thus modifying the frequency of sound.

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C. Chiavari, C. Martini, D. Prandstraller, A. Niklasson, L.G. Johansson, J.E. Svensson, A. Aslund, C.J. Bergsten, Corros. Sci. 2008; 50; 2444-2455.

[5]

C. Chiavari, C. Martini, G. Poli, D. Prandstraller, J. Mater. Sci. 2006; 41; 1819-1826.

[6]

C. Mapelli, W. Nicodemi, R. Venturini, Surf. Eng. 2005; 21 (5-6); 373-377.

[7]

A. Bovelacci, E. Ciliberto, E. Greco, E. Viscuso. Procedia Chem. 2013; 8; 130-138;

[8]

M. De Keersmaecker, K. Verbeken, A. Adriaens, App. Surf. Sci. 2014; 292; 149-160.

[9]

UNI 11118:2004. Beni culturali - Manufatti lignei - Beni culturali - Manufatti lignei - Criteri per l'identificazione delle specie legnose

[10]

UNI 11161:2005. Beni culturali - Manufatti lignei - Linee guida per la conservazione, il restauro e la manutenzione.

[11]

W. Schoch, I. Heller, F.H. Schweingruber, F. Kienast. Wood anatomy of central European Species. (2004). Online version: www.woodanatomy.ch

[12]

T. D. Ford, R. J. King, Econ. Geol. 1965; 60 (8); 1686-1701.

[13]

F. Moore, R. A. Howie, Mineral Deposita 1979; 14; 103-107.

La Metallurgia Italiana - October 2020

pagina 75

PUBBLIREDAZIONALE

HERA BUSINESS SOLUTION: UN PARTNER UNICO PER SOLUZIONI DI ECONOMIA CIRCOLARE

R

aggiungere obiettivi di sostenibilità, nell’ottica dell’economia circolare, ricevendo supporto da un solo interlocutore; ora si può, grazie a Hera Business Solution (HBS), la nuova proposta multiservizio dedicata alle grandi imprese, anche del settore metallurgico, creata dal Gruppo Hera, una delle maggiori multiutility italiane. Si tratta di un protocollo grazie al quale è possibile raggiungere risultati eccellenti e misurabili, applicando soluzioni sostenibili e chiavi in mano, studiate per le singole imprese sulla base delle loro esigenze e pensate tenendo presente le loro particolarità e complessità.

Hera Business Solution nasce dalla competenza maturata dal Gruppo Hera e dalla sua profonda esperienza incentrata sull’economia circolare. Una garanzia per costruire insieme, in modo crescente e completo, un sistema sostenibile, che comprenda la fornitura di servizi come l’efficientamento dell’energia e del ciclo idrico, i servizi ambientali, il trattamento e recupero degli scarti, fino alla gestione conto terzi di impianti privati per il

La Metallurgia Italiana - ottobre 2020

trattamento dei rifiuti industriali. Tutto ciò è possibile grazie al contributo integrato e sinergico delle diverse società specializzate che fanno parte del Gruppo Hera, tra le quali Herambiente Servizi Industriali, dedicata ai servizi ambientali per le aziende.

Le soluzioni proposte mirano alla rigenerazione e al riutilizzo delle risorse, all’allungamento del ciclo di vita utile dei beni, allo sviluppo di competenze per garantire un utilizzo sempre più efficiente della materia.

I

l supporto all’orientamento verso obiettivi sostenibili che riguardino a 360° gli ambiti pro-

duttivi delle grandi imprese è testimoniato anche dall’esperienza condivisa con Fruttagel, primaria azienda nazionale del settore alimentare, che ha scelto Hera Business Solution. Per Fruttagel, il supporto riguarda la gestione integrata di rifiuti, acqua potabile, depurazione, energia e servizi di efficientamento energetico.

L

a collaborazione s’inserisce in un processo avviato con l’azienda, che già si avvale di alcuni servizi offerti dal Gruppo Hera. Si tratta, nel dettaglio, della gestione dei rifiuti, compresi piani per ridurre gli scarti,

L’accordo firmato da Stefano Venier, AD del Gruppo Hera e Stanislao Fabbrino, AD e Presidente di Fruttagel

pagina 76

Advertorial

coniugati a soluzioni di global service per ottenerne il massimo recupero, e della gestione dell’impianto di depurazione in uso allo stabilimento. A questo si aggiungono la fornitura di acqua potabile, la vendita di energia e l’uso di strumenti web per analizzare e gestire i consumi energetici al fine di valutarne gli effetti, i servizi di connettività dati, internet e data center.

C

on Hera Business Solution, inoltre, il Gruppo Hera ha avviato con Fruttagel un’attività di consulenza, per predisporre un modello di monitoraggio complessivo di tutte le attività svolte. L’azienda è così

supportata a 360° nel raggiungere gli obiettivi di sostenibilità in termini di efficientamento dei consumi, miglioramento delle performance ambientali, riduzione degli impatti.

È

risaputo che la misurazione e la rendicontazione rappresentano elementi fondamentali per raggiungere un alto livello competitivo sul mercato, anche in termini di reputazione. Per questo il Gruppo Hera mette a disposizione di Fruttagel, come delle grandi aziende che scelgono Hera Business Solution, la propria esperienza, maturata anche in questo campo, mettendo a punto in modo condiviso un report che rendiconti le

performance di sostenibilità ottenute con la sottoscrizione dell’offerta.

I

l ‘Circular Economy Report’ viene così costruito con indicatori sui principali servizi acquistati o erogati: il recupero dei rifiuti gestiti, le emissioni di gas serra evitate, l’energia rinnovabile utilizzata, l’energia primaria risparmiata grazie agli interventi di efficientamento e agli impianti di cogenerazione. In questo modo le aziende possono analizzare puntualmente i propri processi, verificarne gli impatti e adottare conseguenti azioni di miglioramento, rendicontando in modo trasparente ai propri stakeholder.

Consulenza personalizzata da parte del Gruppo Hera

Per maggiori informazioni va su www.herambiente.it oppure scrivi a marketing.herambiente@gruppohera.it

La Metallurgia Italiana - October 2020

pagina 77

ORGANI E CARICHE SOCIALI 2020/2022 PRESIDENTE

Mazzolari ing. Federico - Gruppo Arvedi

VICE PRESIDENTI

Cattaneo dr. Paolo - Tenaris Dalmine De Miranda ing. Uggero - Ori Martin

PAST PRESIDENT

Lecis ing. Ottavio - Sigmaelle Mapelli prof. Carlo - Politecnico di Milano

SEGRETARIO DEL CONSIGLIO Cristiani arch. Paola - Ipsai Srl

CONSIGLIERI

Alfonso ing. Marco - A.C.S.A. Steel Forgings Spa Angelini ing. Lorenzo - Feralpi Siderurgica Spa Artioli dr.ssa Paola - Asonext Spa Banzato dr. Giovanni - Acciaierie Venete Brunori ing. Giovanni Battista - Ferriera Valsabbia Spa Cattaneo dr. Paolo - Tenaris Dalmine Ceschini prof. Lorella - Università di Bologna Cristiani arch. Paola - Ipsai Srl De Miranda ing. Uggero - ORI Martin Ducoli dr.ssa Ribe - Forge Monchieri Spa Gigli ing. Gian Luca - Marcegaglia Specialties Spa Gozzi dr.ssa Vittoria - Duferco Martelli dr.ssa Simona Maura - Fondazione Promozione Acciaio Morandi dr. Paolo - Siderweb Lucchini ing. Luigi - Lucchini Rs Spa Mignone ing. Giorgio - SMS Innse Spa Pancaldi ing. Roberto - Tenova Spa Sangoi dr.ssa Agnese - Sangoi Spa Stoppa ing. Marcello - ABS - Acciaierie Bertoli Safau Spa Trombini ing. Ferruccio - Cogne Acciai Speciali Spa

TESORIERE

Vittadini dr. Stefano - Co.Re.As.

REVISORI DEI CONTI

Berenghi dr. Arrigo - Berenghi e Soci Giacovelli dr.ssa Anna - Studio AGV Perugini dr. Maurizio - Berenghi e Soci - Studio tributario legale associato

SEGRETARIO GENERALE Bassani dr.ssa Federica

DIRETTORE DE “LA METALLURGIA ITALIANA” Cusolito ing. Mario

ASSOCIAZIONE ITALIANA DI METALLURGIA

Via Filippo Turati 8 . 20121 Milano . Italy t. +39 02 76021132 . t. +39 02 76397770 . info@aimnet.it . aim@aimnet.it www.aimnet.it

Atti e notizie - AIM news

Eventi AIM / AIM events FaReTra (Fair Remote Training) - FORMAZIONE E AGGIORNAMENTO A DISTANZA Corso ACCIAI AD ALTO CARBONIO Giornata di Studio TECNOLOGIA ED INNOVAZIONE NEI FORNI AD ARCO SIDERURGIA IN PILLOLE FAILURE ANALYSIS IN PILLOLE – percorso di avvicinamento alla Failure Analysis

www.aimnet.it

TECNOLOGIE ADDITIVE IN PILLOLE TECNOLOGIE PRESS & SINTER NON CONVENZIONALI IN PILLOLE Giornata di Studio CORROSIONE SOTTO SFORZO E INFRAGILIMENTO DA IDROGENO NELLE APPLICAZIONI PETROLCHIMICHE

Per ulteriori informazioni rivolgersi alla Segreteria AIM, e-mail: info@aimnet.it, oppure visitare il sito internet www.aimnet.it

WEB SAFETY PILLS - SICUREZZA IN PILLOLE Giornata di Studio RIVESTIMENTI DECORATIVI AL SERVIZIO DELL'ESTETICA DEL PRODOTTO MICROSCOPIA ELETTRONICA IN PILLOLE - Principi di base ed utilità della microscopia elettronica per la metallurgia Giornata di Studio STAMPAGGIO: PROPRIETÀ MECCANICHE, TRATTAMENTO TERMICO E MECCANISMO DI DANNEGGIAMENTI - 22 ottobre PRESSOCOLATA IN PILLOLE - DIFETTI: POROSITA' DA RITIRO - 23 ottobre Corso METALLURGIA DI BASE PROPEDEUTICO AI TRATTAMENTI TERMICI - 27-28 ottobre e 3-4-10 novembre Giornata di Studio RESISTENZA A FATICA DEI MATERIALI METALLICI: ASPETTI METALLURGICI ED ASPETTI INNOVATIVI – 24 novembre Giornata di Studio MATERIALI INNOVATIVI PER L’ADDITIVE MANUFACTURING (MP) – 27 novembre FORMAZIONE E AGGIORNAMENTO IN AULA (*) CONVEGNI 38° CONVEGNO NAZIONALE AIM - Napoli, 18-20 gennaio 2021 27° Convegno Nazionale Trattamenti Termici - Genova, 6-7 maggio 2021 HTDC - 7th International Conference HIGH TECH DIE CASTING – Vicenza, 23-25 giugno 2021 XIV GIORNATE NAZIONALI SULLA CORROSIONE E PROTEZIONE – Torino, 30 giugno - 1-2 luglio 2021 ESSC & DUPLEX 2021 - 11th European STAINLESS STEEL Conference Science & Market & 8th European DUPLEX STAINLESS STEEL Conference & Exhibition – Bardolino, 6-8 ottobre 2021 ECCC 2020 - 10th European Conference on Continuous Casting - Bari, 20-22 Ottobre 2021 RAW MATERIALS & RECYCLING - Bergamo, 2-3 dicembre 2021 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

La Metallurgia Italiana - October 2020

pagina 79

Atti e notizie - AIM news

Normativa / Standards Norme pubblicate e progetti in inchiesta (aggiornamento 29 settembre 2020) Norme UNSIDER pubblicate da UNI nel mese di settembre 2020

di

acciaio

finiti

a

freddo

-

Condizioni tecniche di fornitura.

Controlli non distruttivi dei tubi di acciaio Parte 9: Controllo automatizzato mediante ultrasuoni per la rilevazione di imperfezioni laminari sui nastri/lamiere utilizzati per la fabbricazione di tubi di acciaio saldati.

ed

accessori

di

ghisa

Parte 1: Rivestimento in PE.

mese di settembre 2020 UNI EN ISO 10893-9:2011

Controlli non distruttivi dei tubi di acciaio Parte 9: Controllo automatizzato mediante ultrasuoni per la rilevazione di imperfezioni laminari sui nastri/lamiere utilizzati per la fabbricazione di tubi di acciaio saldati.

UNI EN 14628:2006 sferoidale

-

ed

EN ISO 23251:2020 Petroleum,

petrochemical

and

natural

accessori

Rivestimento

prEN ISO 21809-5 rev

gas industries - Pressure-relieving and

Petroleum and natural gas industries -

depressuring systems (ISO 23251:2019).

External coatings for buried or submerged

EN ISO 10275:2020

systems

Metallic materials - Sheet and strip -

coatings.

Determination of tensile strain hardening

EN 10219-3:2020 Cold

formed

welded

steel

structural

-

Part

5:

External

concrete

Progetti UNSIDER in inchiesta prEN e ISO/DIS – ottobre 2020 prEN – progetti di norma europei

hollow sections - Part 3: Technical delivery conditions for high strength and weather

prEN 17415-3

resistant steels.

District cooling pipes - Bonded single networks - Part 3: Factory made steel valve

hollow

assembly for steel or plastic service pipe,

sections - Part 3: Technical delivery

polyurethane thermal insulation and a

conditions for high strength and weather

casing of polyethylene.

Hot

finished

steel

structural

resistant steels.

Norme UNSIDER ritirate da UNI nel

raccordi

systems - Part 3: Field joint coatings.

EN 10210-3:2020

sferoidale - Requisiti e metodi di prova –

Tubi,

pipelines used in pipeline transportation

pipe systems for directly buried cold water

UNI EN 14628-1:2020 raccordi

natural gas industries (ISO 15761:2020).

exponent (ISO 10275:2020).

UNI EN ISO 10893-9:2020

Tubi,

External coatings for buried or submerged

pipelines used in pipeline transportation

EC 1-2020 UNI EN 10277:2018 Prodotti

DN 100 and smaller, for the petroleum and

di

ghisa

esterno

di

polietilene per tubi - Requisiti e metodi di prova.

Norme UNSIDER pubblicate da CEN e ISO nel mese di settembre 2020 EN ISO 15761:2020 Steel gate, globe and check valves for sizes

La Metallurgia Italiana - ottobre 2020

prEN 17415-2 EN ISO 6931-1:2020

District cooling pipes - Bonded single

Stainless steels for springs - Part 1: Wire

pipe systems for directly buried cold water

(ISO 6931-1:2016).

networks - Part 2: Factory made fitting assemblies of steel or plastic service pipe,

Progetti UNSIDER messi allo studio

polyurethane thermal insulation and a

dal CEN (Stage 10.99) – ottobre 2020

casing of polyethylene.

prEN ISO 9647

prEN 14525

Steels — Determination of vanadium

Ductile iron wide tolerance couplings

content — Flame atomic absorption

and flange adaptors for use with pipes of

spectrometric method (FAAS)

different materials: ductile iron, Grey iron,

0 Measurement of the coating properties of

Steel, PVC-U, PE, Fibre-cement.

non-oriented electrical steel.

prEN 10132 prEN 10107 rev

Cold rolled narrow steel strip for heat

Grain-oriented electrical steel strip and

treatment - Technical delivery conditions.

sheet delivered in the fully processed state.

ISO/DIS prEN ISO 21809-3 rev

–

internazionali

progetti

di

norma

Petroleum and natural gas industries -

pagina 80

Atti e notizie - AIM news ISO/DIS 14737

Compact flanged connections with IX seal

Carbon and low alloy cast steels for general

ring.

applications.

ISO/FDIS 21857 ISO/DIS 7788

Petroleum,

Steel — Surface finish of hot-rolled plates

gas industries — Prevention of corrosion

and wide flats — Delivery requirements.

on pipeline systems influenced by stray

Progetti UNSIDER al voto FprEN e ISO/FDIS – ottobre 2020

petrochemical

and

natural

currents.

ISO/FDIS 6934-4 Steel for the prestressing of concrete — Part 4: Strand.

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/PRF 27509 Petroleum and natural gas industries —

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Atti e notizie - AIM news

Comitati tecnici / Study groups CT METALLI E TECNOLOGIE APPLICATIVE (MTA) (riunione telematica del 16 settembre 2020)

Manifestazioni in corso di organizzazione • La GdS “Trattamenti per la rimozione del piombo per il riciclo degli ottoni” è fissata per il 4 novembre a Brescia. Il coordinatore Loconsolo sta mettendo a punto la scaletta definitiva. A inizio ottobre verrà valutata la condizione epidemiologica e si deciderà se tenere la GdS in presenza o per via telematica.

Iniziative future • La GdS “Utilizzo leghe di nichel in saldatura” è rimandata ad aprile 2021, sia per meglio definire gli interventi che, soprattutto, per avere maggiore probabilità di proporre una modalità in presenza.

• Stella propone una manifestazione sulla sostenibilità ambientale nel campo delle costruzioni civili. La tematica è di grande attualità e i presenti concordano di proseguire la discussione nella prossima riunione.

• Viene proposto anche del tema legato all’impiego dei metalli nella mobilità elettrica: il discorso sarà ripreso al prossimo incontro.

CT METALLI LEGGERI (ML)

(riunione telematica del 18 settembre 2020) Manifestazioni in corso di organizzazione • Il Corso “Tecnologia di formatura anime in sabbia per getti in leghe di alluminio e magnesio” è previsto a Milano in due giornate nella primavera del 2021, probabilmente ad aprile. Amalberto (coordinatore insieme a Spaccasassi) ha già ricevuto molte conferme dai possibili docenti e potrà quindi stabilire la scaletta degli interventi.

Iniziative future • Vedani, Grillo e Tatti sono i coordinatori della manifestazione sulle “Strutture leggere”. Vedani ha preparato una scaletta degli interventi che condivide con i presenti: si discute e si mettono a punto alcuni dettagli. In relazione alla situazione sanitaria la manifestazione si potrà svolgere in presenza in una giornata oppure in due webinar, attorno a febbraio-marzo 2021.

Notizie dal Comitato • Un nuovo membro viene presentato ed entrerà a fare parte del CT: lavora nell’industria ed ha grande esperienza in ghisa e alluminio.

CT METALLURGIA DELLE POLVERI E TECNOLOGIE ADDITIVE (MP) (riunione telematica del 22 settembre 2020)

Consuntivo di attività svolte • La presidente Rampin comunica che il webinar FaReTra (Fair Remote Training) “Tecnologie Press&Sinter non convenzionali in pillole” ha visto la partecipazione di 18 iscritti, ma i questionari di soddisfazione compilati sono stati in numero limitato: il giudizio generale per le lezioni varia da sufficiente ad ottimo, tutte le altre voci hanno avuto punteggi da buono ad ottimo.

• Il webinar FaReTra “Tecnologie Press&Sinter non convenzionali in pillole” ha avuto 28 iscritti e anche qui i questionari compilati sono stati in numero limitato: i giudizi variano da buono ad ottimo.

Manifestazioni in corso di organizzazione • I membri del CT discutono lungamente delle prossime manifestazioni: è meglio la presenza o il webinar? Le aziende sono disposte ad ospitare eventi? E i partecipanti sono disposti a spostarsi per seguire questi eventi? La presidente Rampin ricorda che l’idea

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Atti e notizie - AIM news

Comitati tecnici / Study groups della formazione in pillole era nata con l’ottica di non esaurire gli argomenti per possibili GdS future.

• La GdS “Leghe per alte temperatura prodotte con tecnologia additive” è programmata per fine 2020/inizio 2021 a Firenze: ci sono già parecchi iscritti, forse attratti anche dalla visita alla azienda ospitante, di cui dovrà essere verificata la disponibilità.

• La azienda che avrebbe dovuto ospitare la GdS “Materiali innovativi per l’additive manufacturing” non ha possibilità al momento di fare entrare persone esterne all’organizzazione. La manifestazione viene quindi riproposta in modalità webinar, con due sessioni nella stessa giornata, anticipando la data al 27 novembre 2020.

Notizie dal Comitato • Un membro del CT è andato in pensione e non parteciperà più alle riunioni. La sua azienda sarà contattata per proporre un sostituto.

CT TRATTAMENTI TERMICI E METALLOGRAFIA (TTM) (riunione telematica del 24 settembre 2020)

Manifestazioni in corso di organizzazione • Convegno Nazionale Trattamenti Termici: il presidente Petta segnala che il programma scientifico e quello di interventi nell’area espositiva sono organizzati fino nei dettagli, e ci sono state perfino alcune richieste di ulteriori stand nelle ultime settimane, ma il vero problema è la situazione sanitaria ancora precaria, che toglie serenità agli eventuali partecipanti. Petta, d’intesa con la Segreteria, ha valutato la possibilità di spostare nuovamente la manifestazione al 6-7 maggio 2021: queste nuove date sono condivise anche da espositori e relatori. Si decide quindi di spostare in blocco il Convegno mantenendo la struttura e l’organizzazione già definita.

• La GdS “Il Mondo Industrial - aspetti metallurgici e metodologie di controllo” deve essere tenuta di presenza presso CNH Torino perché la visita è una parte importante della giornata. Si decide di spostare la manifestazione a settembre-ottobre 2021.

• La GdS “Stampaggio: proprietà dell’acciaio, trattamento termico e meccanismo di danneggiamento” è confermata per il 22 ottobre 2020 e si registrano già diversi iscritti. La decisione se fare la manifestazione in presenza o in remoto sarà presa nei primi giorni di ottobre dal coordinatore Rivolta insieme a Petta e alla Segreteria.

• Il corso “Metallurgia di base propedeutico ai trattamenti termici” è stato organizzato per una fruizione in remoto. Il comitato ristretto ha rielaborato il programma in cinque mezze giornate tra il 27 ottobre e il 10 novembre. Una dozzina di tematiche coprono i punti del corso tradizionale, e rendono questo corso consequenziale agli altri due corsi istituzionali organizzati dal CT TTM: “Trattamenti Termici” e “Metallografia”.

Iniziative future • Il seminario congiunto con il CT “Metallurgia delle polveri e tecnologie additive” non è fattibile nel mese di gennaio 2021 perché le due aziende ospitanti non possono ricevere persone. Il seminario, per come è impostato, deve essere fatto in presenza, per cui si dovrà riprogrammare.

• La GdS “Trattamenti termici e modellazione” viene spostata alla seconda metà del 2021. I coordinatori Pellizzari e Valente hanno comunque preparato il programma con 7 interventi, di cui 6 già confermati. La manifestazione si potrebbe svolgere presso una azienda di trattamenti termici.

• Nella seconda metà di giugno 2021 si svolgerà il seminario “Trasmissioni nell’automotive: della acciaieria al processo di pallinatura” della durata un giorno e mezzo (più mezza giornata di visita) presso la Getrag nella zona di Bari. A breve la Getrag fisserà le date disponibili e il coordinatore Morgano contribuirà a stendere il programma del seminario e i docenti da coinvolgere. La manifestazione potrebbe coinvolgere diverse aziende della Puglia e delle zone limitrofe nel settore automotive.

Notizie dal Comitato • Sono stati accettati nel Comitato due nuovi membri provenienti dall’area industriale: uno di loro è in sostituzione di un ex collega che ha cambiato azienda.

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Atti e notizie - AIM news

Comitati tecnici / Study groups CT CONTROLLO E CARATTERIZZAZIONE PRODOTTI (CCP) (riunione telematica del 29 aprile 2020)

Manifestazioni in corso di organizzazione • Il corso “Analisi chimiche” si svolgerà a Milano il 14 e 15 ottobre e ci sono già diverse iscrizioni. Il coordinatore del corso Stella discute con i presenti la alternative: tenere il corso in presenza o da remoto; occorre contattare i partecipanti per sapere chi vorrebbe o ha necessità di venire in sede, e chi non può venire. La stessa richiesta deve essere fatta ai docenti.

• Il corso “Failure Analysis” (coordinatrice Ferrari) non potrà tenersi in presenza per impossibilità di visitare i laboratori. Si decide quindi di adattare le lezioni ad un corso in 5 mezze giornate in remoto (24-25 febbraio, 2-3-4 marzo 2021), con la possibilità per i docenti di andare in sede AIM a registrare le lezioni. Ferrari ha già cominciato a ricontattare i docenti.

Iniziative future • La prossima edizione del corso “Prove Meccaniche” viene fissata per ottobre 2021. Il coordinatore Trentini sta valutando la possibilità di fare la parte pratica in remoto, e per questo chiede la collaborazione dei laboratori presenti. Si comincia a discutere della possibile presenza di alcuni docenti e di alcuni argomenti, ma c’è tutto il tempo per fare il punto nelle prossime riunioni.

• Si torna a discutere della possibilità di organizzare un corso/giornata di studio sulla “Caratterizzazione dei materiali da Additive Manufacturing”. Un primo contatto con la presidente del CT MP (Metallurgia delle polveri e Additive Manufacturing) ha evidenziato molte problematiche relative alla riservatezza dei dati. Dopo aver ricevuto consensi da diversi partecipanti alla riunione, si decide che Bisaglia, coordinatrice della manifestazione, preparerà una bozza di programma da inviare ad un comitato ristretto per proposte e suggerimenti.

• Farina, coordinatore della manifestazione “Corrosione per non corrosionisti”, ha preparato una scaletta degli argomenti che trova favorevoli i presenti. Si discute dei possibili relatori e si decide di chiedere al presidente del CT Corrosione di fare una introduzione al corso.

Stato dell’arte e notizie • Il CT approva l’ingresso di un nuovo membro, proveniente dal mondo industriale.

CT AMBIENTE E SICUREZZA (AS)

(riunione telematica del 23 settembre 2020)

Manifestazioni in corso di organizzazione Sicurezza • Il Comitato ha organizzato due incontri online “Web Safety Pills”, di cui vengono letti i questionari di gradimento. Su questa base si decide di dedicare la prossima “pillola” alla certificazione 45001, e si discute sugli aspetti da affrontare. Si crea un gruppo di lavoro con Forti coordinatore per identificare meglio gli argomenti da trattare, i relatori e le aziende disponibili.

Iniziative future Sicurezza • La “pillola” successiva potrebbe essere dedicata ai lavori in quota o ai lavori in spazi confinati. La discussione è stata molto approfondita e ognuno ha portato contributi sulla propria realtà aziendale. Si tornerà a discutere questo argomento alla prossima riunione.

• Durante la discussione prende anche vita la possibilità di effettuare un corso di dettaglio sugli spazi confinati legati alle manutenzioni del forno. Filippini è nominato coordinatore di un gruppo di lavoro con l’incarico di concretizzare questa proposta.

• Ambiente • L’ “International Meeting Raw Materials & Recycling”, inizialmente previsto a Bergamo per il 3 e 4 dicembre 2020, è stato spostato a data da definire.

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Atti e notizie - AIM news

Notizie dal Comitato • Come ormai abitudine, le riunioni del CT AS vengono precedute da una ampia discussione di condivisione di esperienze e insegnamenti che possono risultare utili. I membri del comitato hanno presentato aggiornamenti sulle misure prese nelle aziende per fronteggiare la situazione sanitaria: è stato fatto il punto su limitazioni interne, smart working, uffici temporanei in container per aumentare lo spazio disponibile, corsi in presenza, trasferte, posti mensa ecc.

• Il presidente Bordon ha invitato i due ospiti a presentarsi per poter essere accolti nel comitato: si tratta una persona proveniente dall’industria e una proveniente a un centro tecnologico di formazione e consulenza. Il CT approva la loro adesione.

• Il premio Ambiente e Sicurezza sarà conferito nel corso del Convegno Nazionale AIM di Napoli a gennaio 2021: si resta in attesa di candidature.

CT ACCIAIERIA (A) CT FORGIATURA (F)

(riunione telematica congiunta dell’08 settembre 2020) Manifestazioni in corso di organizzazione • Rampinini, presidente del CT Forgiatura, presenta la bozza di programma per la GdS “Valvole e leghe speciali per le valvole: presente e sviluppi futuri” (organizzata da CT Forgiatura in collaborazione con altri CT – coordinatrice Lissignoli). L’impostazione prevede una mattinata dedicata ai processi di fabbricazione, ed un pomeriggio dedicato al componente “valvola”: in questo modo si dovrebbero coinvolgere diversi partecipanti tra acciaierie, forgiatori e valvolieri. Lo stesso schema si potrebbe applicare ad altre manifestazioni simili, a cominciare dalla GdS sulle turbine. La manifestazione deve essere fatta in presenza, per cui la data sarà fissata appena possibile per il 2021.

• Il corso itinerante “Macchina fusoria” (Acciaieria) viene rinviato a data da definire.

Iniziative future • GdS “ITER experience for new DDT Enea Fusion Reactor”: Rampinini informa che l’organizzazione della manifestazione procede anche se manca ancora la disponibilità di uno degli attori indispensabili della filiera: lui pensa però di poter stendere la scaletta in tempi relativamente brevi.

• Si conferma l’interesse per una GdS sull’idrogeno nell’industria siderurgica e sulle nuove tecnologie disponibili.

CT AIM / ASSOFOND – FONDERIA (F) (riunione telematica del 16 settembre 2020)

Manifestazioni in corso di organizzazione • Il 35° Congresso di Fonderia, confermato per il 12 e 13 novembre 2020, sarà diffuso in modalità webinar. Il CT ha valutato gli abstract delle presentazioni, giudicandoli tutti interessanti e coerenti con le finalità del Congresso, e invitando alcuni autori a presentare un abstract più esteso; a tutti gli altri autori sono state richieste le memorie definitive. Il numero massimo di memorie da accettare è stato fissato in 50. Si è poi discusso in dettaglio della logistica del Congresso: tempistiche e modalità di esposizione, eventuale sessione per la presentazione delle tesi che hanno vinto o partecipato al bando per il rilascio dei temi di studio.

La Metallurgia Italiana - October 2020

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Torino, 30 giugno e 1-2 luglio 2021

giornate nazionali

corrosione e protezione

XIV edizione

torino 2021

Organizzate da

Con il patrocinio di

CENTRO INOX

www.aimnet.it/gncorrosione presentazione La XIV edizione delle Giornate Nazionali sulla Corrosione e Protezione si terrà per la prima volta a Torino nei giorni 30 giugno, 1 e 2 luglio 2021, presso il Politecnico di Torino.

Le Giornate rappresentano l’evento di riferimento a livello nazionale per la discussione ed il confronto sulle questioni scientifiche, tecnologiche e produttive, nell’ambito della corrosione e protezione dei materiali.

In particolare, il Convegno prevede la presentazione dei risultati raggiunti da vari gruppi di studio e da numerose aziende del settore, in forma orale e poster.

aree tematiche principali • • • • • • • • • • • • • • •

Corrosione delle strutture metalliche esposte all’atmosfera Corrosione e protezione delle reti idriche interrate Corrosione negli impianti industriali Protezione catodica: progettazione, collaudo, gestione e monitoraggio Comportamento a corrosione di leghe di titanio, nichel e acciai inossidabili Corrosione delle opere in calcestruzzo armato Corrosione dei beni culturali Corrosione negli impianti Oil & Gas Degrado e rilascio dei biomateriali metallici Rivestimenti e trattamenti superficiali Inibitori di corrosione Impatto delle nuove tecnologie produttive sulla corrosione Tecniche di studio e monitoraggio della corrosione Meccanismi di corrosione Case histories

presentazione di memorie Gli interessati a presentare memorie scientifiche dovranno inviare entro il 29 gennaio 2021, il titolo della memoria, i nomi degli autori con relative affiliazioni ed un breve riassunto.

Le memorie potranno essere proposte: - compilando il form online presente sul sito dell’evento: www.aimnet.it/www.aimnet.it/gncorrosione - inviando il riassunto e tutte le informazioni richieste a mezzo e-mail: info@aimnet.it

segreteria organizzativa Via Filippo Turati 8 20121 Milano t. +39 76021132 · +39 76397770 info@aimnet.it · www.aimnet.it