La Metallurgia Italiana, numero 9 settembre 2020 by aimnet3

Metallurgia Italiana

International Journal of the Italian Association for Metallurgy

n. 9 settembre 2020 Organo ufficiale dellâ&#x20AC;&#x2122;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 Acciaio Inox: Una scelta "Sociale" vincente

a cura di F. Capelli.............................................................................................................................. pag.04

Memorie scientifiche / Scientific papers Acciai inox / Stainless steels

Assessment of the effect of surface finishing processes on the pitting resistance in saline environments of welded AISI 316L stainless steel

G. Masi, C. Chiavari, C. Martini, F. Pasini, S. Sessa, N. Gandolfi, M. C. Bignozzi............................ pag.07

n. 9 settembre 2020

Anno 112 - ISSN 0026-0843

Effect of GTA Welding Parameters on Bead Geometry of SAF2507 Super Duplex Stainless Steel

C. B. Sekar, S. R. Boopathy, S. Vijayan, S. R. K. Rao......................................................................... pag.18

UNS S32205 Duplex Stainless Steel SED-critical radius characterization

P. Ferro, F. Berto, K. Tang.................................................................................................................. pag.29

Deformazione plastica di tubi in acciaio inossidabile ferritico 441 (EN 1.4509) per applicazioni automobilistiche: analisi dei parametri di formatura O. Di Pietro, A. Di Schino................................................................................................................... pag.39

indice

AttualitĂ industriale / Industry news Metallurgical and Mechanical Studies of ASTM A213 T22 / A240 T409 High Frequency Welded Joints

M. Sadeghi, H. Sabet, S. H. Razavi..................................................................................................... pag.56

Scenari / Experts' Corner Come si Ă¨ arrivati alla sinterotempra (parte 3)

G. Bocchini.......................................................................................................................................... pag.65

Pubbliredazionale............................................................................................... pag.78 Atti e notizie / AIM news Eventi AIM / AIM events ........................................................................................ pag.80 Comitati tecnici / Study groups........................................................................... pag.81 Medaglia Zucchi........................................................................................................ pag.83 Normativa / Standards ........................................................................................... pag.84 Conflict minerals e regolamento europeo 2017/821...................................... pag.87

editoriale - editorial

Acciaio Inox: Una scelta “Sociale” vincente Il Centro Inox, nato nel 1962, con lo scopo di studiare e di diffondere l’utilizzo degli acciai inossidabili, vuole fare il punto sugli aspetti che queste leghe hanno assunto nel tempo, non solamente circa gli aspetti di tipo tradizionale, quali ad esempio la inalterabilità nel tempo, la igienicità, ecc., ma anche quelli di tipo innovativo, come quelli che hanno direttamente attinenza con

Fausto Capelli Centro Inox

l’impatto ambientale. Da questo osservatorio, negli anni, si è potuto vedere quale è stato il contributo dato dall’inox a svariate tipologie applicative e soprattutto i riflessi positivi raggiunti in forma diretta ed indiretta. Ecco che, se visto sotto tante angolazioni, in qualsiasi tipo di settore indu-

“

Risulta chiaro ed evidente il ruolo fondamentale dell’inox in termini di benefici economici, ambientali, sociali che derivano da un elemento riciclabile al 100% Fausto Capelli

striale venga eseguita una analisi a posteriori sulle scelte effettuate tra i vari materiali disponibili, l’acciaio inossidabile se debitamente scelto, lavorato ed installato, costituisce certamente una opzione vincente nel tempo e, addirittura, in alcuni casi, economica, considerando il valore dell’LCC (Life Cycle Cost) oppure dell’LCA (Life Cycle Assessment) dei vari componenti considerati. Cominciamo a focalizzare le peculiarità “classiche” del materiale ed i riflessi che ne possono derivare; quindi citiamo ad esempio la resistenza alla corrosione che ne fa un materiale competitivo in moltissime applicazioni industriali. Questa è sicuramente una caratteristica che si estrinseca in vantaggi direttamente tangibili sia su brevi che su lunghi periodi di esercizio e che quindi fornisce importanti vantaggi prestazionali molto evidenti. Ma vediamo quali sono anche i vantaggi indiretti di tale peculiarità, che possono essere considerati vantaggi “sociali”: intanto il fatto di non richiedere elementi di ricopertura necessari per la resistenza ai fenomeni corrosivi risulta avere un vantaggioso impatto diretto sull’ambiente, dal punto di vista ecologico, basti infatti pensare ai ricoprimenti che determinati materiali devono avere, sia di natura metallica (cromo, zinco, ecc.), che plastica o di altra natura, che necessitano comunque sia in fase di applicazione che a fine vita, opportuni processi di smaltimento. Un altro aspetto, sempre di genere “sociale”, è rappresentato dal fattore “sicurezza”. Qui la durabilità e le notevoli caratteristiche fisico-meccaniche,

La Metallurgia Italiana - settembre 2020

pagina 4

Scientific papers - Stainless steel

assumono ruoli fondamentali, specie in alcuni campi, come

materiali già tutelati da un decreto legislativo. Tutto questo a

ad esempio quello dell’edilizia e delle infrastrutture. Basti

vantaggio sempre della comunità, quindi del generico utiliz-

pensare al nuovo ponte San Giorgio di Genova, recente-

zatore di componenti realizzati con acciaio inox.

mente inaugurato, nel quale, in punti particolarmente critici

Ma certamente un aspetto importante che fa dell’inox un ma-

e “strategici” in termini costruttivi, sono state impiegate barre

teriale ecologico è il concetto di recentissima introduzione,

ad aderenza migliorata inox, annegate nel calcestruzzo. Non

anche al centro delle politiche ambientali europee, vale a

c’è esempio più significativo di questo per esprimere quanto

dire il modello di “economia circolare”. Il modello di econo-

sia importante il ruolo a salvaguardia della sicurezza dei ge-

mia lineare, che ha certamente un negativo impatto sull’am-

nerici fruitori di un’opera tanto importante nell’ambito delle

biente, prevede per una materia prima di base l’estrazione, la

infrastrutture. Altri esempi sono le volte delle gallerie, che

produzione, il consumo e infine lo smaltimento.

spesso vengono realizzate o consolidate con reti inox oppu-

Considerando invece la circolarità dell’economia, il modello

re le zanche e gli ancoraggi utilizzati nelle facciate continue

tipo prevede l’estrazione, la produzione, il consumo, la rac-

degli edifici.

colta ed infine il riciclo e la reimmissione nel ciclo produttivo.

Sempre nell’ambito dei vantaggi indiretti, consideriamo il

L’acciaio inossidabile è senza dubbio un candidato protago-

tema “igienicità” direttamente connesso evidentemente

nista di questo modello di economia circolare.

con la resistenza alla corrosione. Tale aspetto ne ha fatto ne-

Basti pensare alla sua completa riciclabilità (100%), proprietà

gli anni il materiale per eccellenza sia per la trasformazione,

che lo rende un elemento “in nuce” sostenibile. Qualsiasi

per il trattamento, per la conservazione e per la distribuzio-

componente o prodotto siderurgico possiede una quantità

ne degli alimenti. Non esiste industria del settore “food” che

di materiale riciclato pari al 60%, di cui una parte (circa il 35%)

non si affidi all’inox per le doti di inalterabilità e di inerzia nei

proviene dagli scarti o sfridi di produzione e di lavorazione ed

confronti delle sostanze trattate e questo evidentemente per

un’altra (circa il 25%) proviene invece dagli oggetti e/o ma-

le parti direttamente a contatto con gli alimenti, ma oramai

nufatti giunti ormai al termine del loro ciclo di vita (si pensi

anche per parti non a diretto contatto. Ricordiamo in partico-

ad esempio al cestello della lavatrice oppure a casalinghi in

lare la attitudine alla rimovibilità batterica e la bassa ritentività

genere).

batterica dopo i cicli di lavaggio e di disinfezione.

Non viene persa quindi alcuna proprietà fisica del materiale

Questo ha portato di conseguenza che diversi Paesi hanno

in occasione delle operazioni di riciclo, quindi l’acciaio inox

voluto “ufficializzare” queste doti. Tra questi il Paese che ha

può essere praticamente utilizzato all’infinito, senza perdere

dato regolamentazioni molto precise e restrittive dal punto

qualità alcuna.

di vista igienico è certamente l’Italia che ha regolamentato

Risulta chiaro ed evidente perciò il ruolo fondamentale

con un decreto i tipi di acciaio inossidabile che sono adat-

dell’inox in termini di benefici economici, ambientali, sociali

ti al contatto con gli alimenti. Anche le recenti dichiarazioni

che derivano da un elemento riciclabile al 100%: minor con-

MOCA (Materiali ed Oggetti a Contatto con gli Alimenti), ora-

sumo di risorse, minor produzione di rifiuti che alimentano le

mai obbligatorie (non solo qui in Italia ma anche in tutta Eu-

discariche, risparmio energetico e infine anche minor emis-

ropa) per tutte le aziende che operano nella “catena” alimen-

sioni di CO2.

tare, consentono notevoli vantaggi per le aziende che usano

La Metallurgia Italiana - September 2020

pagina 5

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:

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Scientific papers - Stainless steel

Assessment of the effect of surface finishing processes on the pitting resistance in saline environments of welded AISI 316L stainless steel G. Masi, C. Chiavari, C. Martini, F. Pasini, S. Sessa, N. Gandolfi, M.C. Bignozzi The stability of passive films of welded AISI 316L stainless steel, subjected to different surface finishing treatments, was investigated

through anodic polarization measurements in 3.56 wt.% NaCl solution. The AISI 316L specimens, either hot or cold rolled and subse-

quently welded by TIG (Tungsten Inert Gas), were subjected to various surface finishing treatments (scarfing, mechanical polishing, brightening, pickling, passivation and electropolishing). All specimens were observed through optical and SEM-EDS microscopes, to highlight variations of microstructure and chemical composition of the heat affected zone (HAZ) caused by mechanical and chemical

treatments. For each type of treatment, values of the open circuit potential (vs SCE) and pitting potential (vs SCE) were reported. It was observed that the scarfing process produces values of pitting potentials comparable to those obtained from untreated specimens.

On the contrary, pickled specimens showed pitting potential values much lower than those treated with chemical passivation. The

best pitting resistance performance were shown by the cold rolled series finished by brightening, where the values of pitting potential

for both the BM and the HAZ were higher and comparable. The improved pitting resistance of brightened cold rolled samples was attributed to the beneficial role of brightening (due to the ability of this surface treatment to increase the surface chromium content

and to form a compact and defect-free protective film), combined with microstructural features of the substrate such as the absence of martensite and the finer grain size.

KEYWORDS: AUSTENITIC STAINLESS STEEL, WELDING, SURFACE FINISHING, CORROSION, ELECTRON MICROSCOPY (SEM) INTRODUCTION Due to the high degree of hygiene and cleanliness that is required by applications related to packaging, namely for pressing machines which produce pharmaceutical tablets, it is necessary to use austenitic stainless steel for components, in order to allow full sanitization and avoid contamination due to corrosion products. In fact, austenitic stainless steels are listed in the European Regulations as Food

G. Masi

Dipartimento di Ingegneria Civile, Chimica, Ambientale e dei Materiali Università di Bologna, Bologna, Italy

C. Chiavari

Dipartimento di Beni Culturali, Università di Bologna, Ravenna, Italy / C.I.R.I. (Centro Interdipartimentale di Ricerca Industriale) Meccanica Avanzata e Materiali

Università di Bologna, Bologna, Italy

C. Martini

Contact Materials (FCMs). The austenitic stainless steel AISI

C.I.R.I. (Centro Interdipartimentale di Ricerca Industriale) Meccanica

316L usually shows a good inter-granular and pitting corro-

Università di Bologna, Bologna, Italy / Dipartimento di Ingegneria

sion resistance against aggressive chloride solutions (with a PREN value ranging from 24 to 28) and a good weldability, since it does not require special post-weld heat treatments. The main problem affecting welded austenitic stainless steel is due to the possibility of localized corrosion, such as pitting, in the Heat Affected Zone (HAZ). In fact, the welded joint, being an element of structural discontinuity, can result in micro-structural variation and chromium-depleted areas, where the material does not behave as a stainless steel [1]. More specifically, in the HAZ, a welded joint shows micro-

La Metallurgia Italiana - September 2020

Avanzata e Materiali

Industriale, Università di Bologna, Bologna, Italy

corresponding author: Carla Martini - Telephone number +390512090364, carla.martini@unibo.it

F. Pasini, S. Sessa, N. Gandolfi

IMA Active, IMA SPA, Ozzano dell'Emilia, Bologna, Italy

M.C. Bignozzi

Dipartimento di Ingegneria Civile, Chimica, Ambientale e dei Materiali Università di Bologna, Bologna, Italy / C.I.R.I. (Centro

Interdipartimentale di Ricerca Industriale) Meccanica Avanzata e Materiali

Università di Bologna, Bologna, Italy

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Memorie scientifiche - Acciai inox structural modifications such as grain growth, recrystalliza-

tors such as steel chemical composition, the thickness of

tion, secondary phase precipitation, martensitic structure,

Cr2O3 oxide, the surface finishing, the type of welding, the

unmixed zone formations and the development, along the

geometry of the welded joint and the thermal intake for fu-

fusion line, of dendritic grains that can trigger mechanisms

sion [10-14]. These heat-tinted zones, as well as chromium

of hot and cold cracking [2-5].

depletion zones, are characterized by lattice defects and by

In the work of Garcia et al. [6], the anodic behavior of auste-

alloying element dilution, so the passive film is weaker and

nitic stainless steels such as AISI 316L and 304 was analy-

inhomogeneous in these areas, which become preferred

zed, through a specific minicell, in a 1M H2SO4 and 5N NaCl

sites for pits generation [15,16].

solution at 30°C, in different areas: in the welded metal,

In the work of Kimbrel et al. [17], electrochemical tests were

along the fusion line, in the heat affected zone and in the

carried out in the heat affected zones of AISI 316L speci-

base metal, far from the welded joint. The worst corro-

mens with different levels of oxygen in the welding proce-

sion resistance was given by the fusion line and HAZ; this

dure; they found that an increase of oxygen content during

is due to the fact that, in the fusion line and along the HAZ,

the welding process extends the heat-tinted zones and

a dendritic structure and grain coarsening were observed,

lowers the corrosion resistance, by reducing significantly

respectively. These two kinds of microstructure make the

the pitting potential (Epit) values.

protective film less uniform, in addition to a decrease of the

The standard AWS D18.2 [18] (i.e. the weld discoloration

mechanical properties.

chart for austenitic stainless steels) shows the different co-

During the welding process, in the temperature range

lors of heat-tinted zones for austenitic stainless steel, at

between 550 and 850°C, sensitization (consisting of the pre-

different levels of oxygen (20÷12500 ppm) in the welding

cipitation of chromium carbides (such as Cr23C6, Cr6C, Cr7C3)

procedure: in the industrial practice a light yellow color (50

at grain boundaries) can occur, greatly decreasing the chro-

ppm of oxygen) is considered as the threshold condition in

mium content. The effects of the sensitization can have a lot

almost all corrosive environments.

of adverse implications for what concerns the mechanical

The removal of surface oxides that may contaminate food,

and corrosion properties of stainless steels [7,8]. In order

beverages or pharmaceuticals and the restoration of the

to reduce the harmful effects of sensitization, low carbon

protective passive layer through chemical and/or mechani-

stainless steel can be used (marked with the final letter L),

cal treatments, for improving the corrosion resistance, are

thus limiting carbide precipitation. Another way to decrease

mandatory. As chemical treatments, steps of degreasing,

the sensitization degree, consists of pre-heating the mate-

pickling, passivation and electro-polishing are usually con-

rial at 450°C, so that the steel can stay as shortly as possible

sidered; while, among the mechanical treatments, the best

in the 550-850°C temperature range. In a recent study, it

known are scarfing, polishing and brightening.

was demonstrated, through cyclic anodic polarization cur-

The preliminary degreasing phase consists of the removal

ves that the pitting resistance of welded AISI 316L can be

of dirt and grease before any thermal, chemical and mecha-

increased by a pre-heating at 450-650°C, thus reducing the

nical treatment; this step has the purpose to avoid superfi-

current density by an order of magnitude [9].

cial enrichment of carbon, which could trigger sensitization

In addition to chemical and microstructural variations that

problems and it is carried out through alkaline solutions,

involve the material near the welded joint, the generation

emulsions, cleaning solvents or steam jets. After degrea-

of heat-tinted zones can take place during welding due to

sing, the pickling treatment is carried out, in order to remo-

the formation, at high temperatures, of oxides of iron and

ve, mechanically (with rotating fiber brush) or chemically

other alloying element on the surface. In particular, these

(with H2SO4 or HNO3 + HF solutions), the oxide scales ari-

heat-tinted areas are characterized by a double layer, where

sing from the welding process and restore a more uniform

the outer layer consists mainly of Fe3O4 and the inner layer

protective film. Also the electrochemical pickling trough a

of the spinel (FeCr)3O4 and mixture of iron, nickel and other

voltage generator is widely used for industrial applications:

oxides [7,10].

a pole is connected to the material and the other to a torch,

The formation of heat-tinted zones depends on several fac-

into which is mounted a bottle of electrolyte based on pho-

La Metallurgia Italiana - settembre 2020

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Scientific papers - Stainless steel sphoric acid. As phosphoric acid is toxic and dangerous to

the material to be treated is connected to a titanium rack

the operator, in the work of Giovanardi et al. [19], an equally

which acts as an anode, while the cathode is made of lead

efficient and environmentally friendlier electrolytic solution

or copper plates. By applying a DC current through a volta-

was developed, based on citric and sulphamic acids.

ge generator, elements such as Fe and Ni can be removed

The process called passivation is applied to restore the na-

from the surface, obtaining a surface layer strongly rich in Cr

tural passive layer of stainless steel sand eliminate traces of

and with less defects and lower mechanical stress [21, 26].

less noble metals (typically iron) or other deposits. Passiva-

All the chemical and /or mechanical treatments mentioned

tion, as a general rule, always follows the pickling process.

above are often used together to ensure a high degree of

This method is used to prevent localized corrosion phe-

stainless steel protection after the welding process. Even

nomena on stainless steel, in particular to avoid pitting and

though these processes are well established from a tech-

crevice corrosion. Before proceeding with the passivation

nological point of view, to our knowledge no data are re-

treatment, it is important that the surface of the material is

ported in the literature regarding the electrochemical quan-

free from oxide scales and heat-tinted areas. Passivation

tification of their efficiency (also in combination among

usually consists of immersing the metallic component in

different processes) in increasing the pitting resistance of

nitric acid at 20-30 wt.% solution, for times varying betwe-

TIG-welded AISI 316L in 3.56 wt% NaCl solution. Therefore,

en 10 and 30 minutes and temperatures from 20 up to 70

the specific aim of the present work is to evaluate, throu-

Â°C, depending largely on the material [20-23]. In addition to

gh electrochemical tests, the influence of these mecha-

nitric acid solutions, chromic acid and chromates mixtures

nical and chemical treatments on the microstructure and

can be employed as well, but are rarely used because of

the pitting resistance of both the HAZ and the base metal

their environmental impact.

(BM). In fact, the protective properties of the passive film

In the work of O'Laoire et al. [24], through different analyti-

on stainless steel strongly depend on its chemical compo-

cal techniques, such as XRD, SEM and XPS, the effect of

sition and microstructure, whose modifications, due to the

passivating solutions based on nitric and citric acid, was

welding process, could weaken the pitting resistance [1,2].

studied. It was reported that passivation treatments are able

Therefore, the main aim of this study is the assessment of

to generate chrome-enriched areas that can extend into the

the relationships between the corrosion resistance and

substrate for several microns. It was concluded that citric

these microstructure variations, so as to identify the best

acid can create the more coherent and hence corrosion re-

surface finishing treatment, which is able to regenerate the

sistant passive films, even if the Cr2O3 layers generated by

protective film after the welding process.

nitric acid passivation are thicker and deeper. Surface roughness is an extremely important factor influen-

MATERIALS AND METHODS

cing contamination. Several papers have shown for stain-

The tested specimens were AISI 316L SS TIG welded plates

less steels that with decreasing surface roughness, the re-

(250 x 250 mm2). AISI316L austenitic stainless steel has the

sistance to pitting corrosion significantly increases [25, 26].

following chemical composition (measured by Spark-Opti-

In Europe the surface finishes are classified according to

cal Emission Spectroscopy, weight %): C: 0.02; Mn: 1.35; Si:

EN 10088-2 [27]. In addition to the most common polishing

0.40; Cr: 16.87; Ni: 10.05; Mo: 2.06; P: 0.03; S: 0.03; Fe: balan-

processes with abrasive materials, a further method of me-

ce, corresponding to a PREN (Pitting Resistance Equivalent

chanical polishing is brightening. After the step of chemical

Number) of 25.

pickling, brightening consists of a mechanical polishing of

The preliminary thermo-mechanical treatment procedures

the surface within tanks, filled with water and specific che-

were labeled as follows, according to EN 10088-2 classifi-

micals, with vibrating steel balls; the procedure ends with

cation [27]:

the drying of the material in machines containing heated corn sawdust. Electro-polishing is frequently used for surface finishing, too. In anti-acid plastic tanks containing phosphoric acid,

La Metallurgia Italiana - September 2020

â&#x20AC;˘ 2B: cold rolled, heat treated, pickled and skin-pass rolled (thickness of the specimens: 4 mm); â&#x20AC;˘ I: hot rolled, heat treated and pickled (thickness of the specimens:8 mm);

pagina 9

Memorie scientifiche - Acciai inox • BA: cold rolled and heat treated in an inert atmosphere (thickness of the specimens: 2 mm).

• B: brightening • E: electro-polishing.

• All samples were then subjected to various processing technologies, named as follows:

In Table 1, all the specimens are listed, classified accor-

• S: welding

ding to the surface finishing and chemical or mechanical

• D: pickling

treatment. The labels 2B, I, and BA are followed by sample

• P: passivation

number, which in turn identifies the treatments (e.g. 2B-03

• SC: scarfing

means a 2B-type specimen which underwent a sequence of

• L: mechanical polishing

welding, pickling and passivation).

Tab.1 - 2B - I - BA series specimens with the corresponding sequence of chemical and mechanical treatments. 2B Series

I Series

BA Series

Treatment(a)

2B - 01

I - 01

BA - 01

2B - 02

BA - 02

S+D

2B - 03

I - 03

BA - 03

S+D+P

2B - 04

S + SC

2B - 05

I - 05

S + SC + L

2B - 06

S + SC + L + B

2B - 07

I - 07

S + SC + L + E + P

S: welding, D: pickling, P: passivation, SC: scarfing, L: mechanical polishing, B: brightening and E: electro-polishing.

(a)

The scarfing and mechanical polishing of the welded joints

ASTMG5-94 [28] and ASTMG61-86 [29] for tests in sulphuric

were obtained first by grinding with 120, 240, 400 and 600

acid and 3.56 wt.% NaCl solution. The electrochemical tests

grit abrasives and finally through diamond paste. The "Ecoi-

were carried out through a 50 mL "paint test cell", produced

nox" reagent (produced by Delmet Srl), composed of nitric

by Gamry Instruments. By this cell, it was possible to carry

acid (20-30%), ammonium difluoride (10-20%), a corro-

out the analysis directly on our test-plate, avoiding sam-

sion moderator (0.1-0.6 %) and water, was used as pickling

pling procedures such as punching or laser cutting, which

agent.

might modify the microstructure of the specimens and their

For the passivation treatment, the "Passivating P" reagent

response to corrosion. In addition, there was the advantage

(produced by Delmet Srl), composed of nitric acid (30-

of selecting the test area (1 cm2) by applying adhesive masks

50%) and water, was used. For the brightening process,

directly on the sample surface. A saturated calomel electro-

the reagent "Compound 1320" (produced by Metal Fin Snc)

de (SCE) was used as the reference electrode (RE), while a

was used, consisting of nitrilotriethanol (20-25%), coconut

graphite bar was used as a counter electrode (CE). The te-

amine ethoxylated (7-10%), citric acid monohydrate (7-

sts were conducted at 25 ± 1°C and before carrying out the

10%), acid fat and salt of potassium (5-7%), iminodietha-

electrochemical measurements, the cell was blanketed in

nol (1-3%), oleic fatty acid (1-3%), C8-18 amide (1-3%) and

nitrogen flow, in order to reproduce the corrosive envi-

sodium dinaftenmetansulphonate(1-3%). Finally, for the

ronment of the reference application. After degassing, the

electro-polishing bath, the reagent "LE 2000" by Delmet

Open circuit potential (EOCP) was recorder for about 50 min.

Srl was applied, consisting of sulphuric acid (30-50%), pho-

The polarization curves were performed through an AMEL

sphoric acid (30- 50%) and water.

7050 potentiostat, using a scan rate of 0.6 V/h starting from

Anodic polarization curves were performed according to

the open circuit potential (EOCP vs RE) up to 1.6 V vs RE. The

La Metallurgia Italiana - settembre 2020

pagina 10

Scientific papers - Stainless steel pitting potential Epit, was determined for each scan and the

obtained.

values were reported as mean of 3 measurements. Before and after each electrochemical test, the samples

RESULTS AND DISCUSSION

were inspected by optical microscope to determine the

Microstructure

grain size and evaluate the presence of martensite or fer-

Before electrochemical tests, the microstructures of base

rite, intra-granular twins and sensitized areas. The speci-

metal (BM) and heat affected zones (HAZ) of the samples

mens were grinded (120, 240, 320, 400 and 600 grit) and then

of 2B and I series were analyzed and compared, after sur-

polished with diamond suspensions (3 to 1µm). Chemical

face polishing and etching (Fig. 1). As regards the influence

etching was carried out by the Beraha II reagent (consisting

of the preliminary treatments, the average grain size values

of an aqueous solution at 30 vol.% of HCl, 0.8-1.0 vol.% of

reported in Table 2 show that the specimens of the I series,

potassium bi-sulphite and 4 vol.% of ammonium di-fluori-

having been hot rolled and having a double thickness com-

de). The microstructure of welded samples was observed

pared to the 2B series, underwent a longer post-welding

both by optical and scanning electron microscope (SEM/

cooling time, with subsequent slightly more marked incre-

EDS: Zeiss EVO 50 SEM with Oxford Inca Energy 350 EDS

ase of grain size after recrystallization.

microprobe).

As regards the influence of welding, the comparison betwe-

The average grain size was evaluated through the Heyn Li-

en the microstructures of the base metal and the HAZ for

near Intercept Procedure following the ASTM E 112-10 [30].

both series of samples (2B and I), shows that welding leads

All the data are reported as mean values of 10 measuremen-

to a significant increase of grain size in the heat affected

ts ± the confidence interval (CI) with a level of confidence of

zone. Namely, welding increased the average grain size

99% (Student's t and degrees of freedom equal to 3.25 and

(Table 2) in the HAZ of about 40 - 45% compared to the mi-

9 respectively). For each measurement, the value of relative

crostructure of the base metal. Therefore, the influence of

standard deviation (RSD %) was also shown, for evaluating

the welding on grain size is more remarkable than that of

the reproducibility of the data. Through the Heyn Linear

the initial rolling process (hot or cold).

Intercept Procedure, RSD% values close to 5 ÷7 %, were

Fig.1 - Comparison between BM and HAZ microstructure for 2B-07 and I-07 specimens (optical microscopy images). Corresponding grain size values are reported in Table 3.

La Metallurgia Italiana - September 2020

pagina 11

Memorie scientifiche - Acciai inox Tab.2 - Comparison between BM and HAZ average grain size for 2B-07 and I-07 specimens (corresponding optical micrographs are reported in Fig. 1) Series

Average size ± CI 99% (BM) [µm]

RSD % (BM)

Average size ± CI 99% (HAZ) [µm]

RSD % (HAZ)

2B-07

21.62 ± 1.32

5.95

30.00 ± 2.02

6.56

I-07

23.75 ± 1.55

6.37

35.03 ± 1.71

4.76

Fig.2 - HAZ microstructure for 2B-07 and I-07 specimens (SEM images) A more detailed comparison between the microstructures

mation [31-32]. This fact justifies the remarkable presence

of samples 2B-07 and I-07 was also performed through

of martensite both in the BM and in the HAZ of the I-series

SEM. It is worth noting that the main differences were ob-

samples.

served in the HAZ (Fig. 2), where only in hot rolled sample

In order to evaluate the presence of sensitized micro-

(I series) martensite was observed. In fact, hot rolling can

structures, EDS analysis of both series of samples were

induce a high cooling rate of the austenitic stainless steels,

performed. A comparison of the EDS results obtained in

thus accelerating the kinetics of martensitic structure for-

the grain boundaries and in the grain core for I-series sam-

La Metallurgia Italiana - settembre 2020

pagina 12

Scientific papers - Stainless steel ples did not show any detectable enrichment in chromium

optical metallographic analysis (Fig. 1) may be simply due

content (Table 3) at the grain boundary. The morphologi-

to chemical etching.

cal effect of thickened grain boundary observed through Tab.3 - Comparison of EDS results for grain core and boundaries of I-series samples (weight %). Element

% Cr

% Fe

% Ni

Boundaries

1.3 ± 0.3

4.4 ± 0.2

2.5 ± 0.4

15.9 ± 0.4

64 ± 1

10.4 ± 0.2

Core

1.2 ± 0.1

4.4 ± 0.2

2.7 ± 0.3

16.4 ± 0.3

62 ± 1

10.3 ± 0.4

ANODIC POLARIZATION CURVES

measured in the HAZ. The obvious reason of this shift of

For each welded specimen, treated with different surfa-

potential towards more negative values is the damage of

ce finishing procedures, measurements of open circuit

the passive film, which occurred in the HAZ zone, due to

potential (EOCP vs SCE) were conducted both on the bare

welding.

metal (BM) and in the Heat Affected Zone (HAZ): the mea-

For cold-rolled samples (the 2B-series in particular), the

sured EOCP values are listed in Table 4. Anodic polarization

pickling procedure (D) strongly affects the behaviour of the

curves were also recorded and the pitting potential (Epit vs

HAZ, shifting the potential of more than 200 mV towards

SCE) was used as a parameter to evaluate the pitting corro-

more positive potentials, while the following passivation

sion resistance. All pitting potential values are reported in

treatment (P) does not ennoble further the HAZ area. For

Table 4 and, for HAZ areas, a visual comparison is illustra-

these samples, the difference between EOCP values of BM

ted in the histograms of Fig. 3.

and HAZ is almost eliminated.

Free corrosion potential measurements (EOCP vs SCE),

Conversely, for hot-rolled samples (I-series), a full set of

both recorded on BM and HAZ zones, showed significant

surface finishing treatments, consisting of passivation,

differences among chemical and mechanical treatments.

scarfing, mechanical polishing, electro-polishing (S+-

Considering the samples not treated after welding (S), the

SC+L+E+P) must be performed in order to obtain EOCP va-

open-circuit potential values (EOCP vs SCE) measured in the

lues, in the HAZ, comparable to those of BM (-0.143 V vs

BM area are between 100 and 200 mV higher than those

SCE), on welded samples.

Tab.4 - EOCP and Epit vs SCE values for BM and HAZ of all the samples studied in 3.56wt% NaCl solution. 2B Series (Cold rolling, Thickness 4 mm) No

Code

Treatments

EOCP BM vs SCE (V)

EOCP HAZ vs SCE (V)

Epit BM vs SCE (V)

Epit HAZ vs SCE (V)

2B-01

-0.155 ± 0.004

-0.344 ± 0.003

+0.530 ± 0.008

+0.019 ± 0.006

2B-02

S+D

-0.114 ± 0.008

-0.094 ± 0.005

+0.516 ± 0.021

+0.454 ± 0.009

2B-03

S+D+P

-0.118 ± 0.005

-0.119 ± 0.008

+0.481 ± 0.016

+0.552 ± 0.015

2B-04

S + SC

-0.127 ± 0.010

-0.210 ± 0.013

+0.447 ±0.012

+0.142 ± 0.008

2B-05

S + SC + L

-0.117 ± 0.005

-0.147 ± 0.007

+0.512 ± 0.015

+0.505 ± 0.010

2B-06

S + SC + L + B

-0.130 ± 0.009

-0.186 ± 0.005

+0.589 ± 0.009

+0.620 ± 0.013

2B-07

-0.139 ± 0.012

-0.238 ± 0.021

+0.593 ± 0.011

+0.526 ± 0.022

La Metallurgia Italiana - September 2020

S + SC + L +E+P

pagina 13

Memorie scientifiche - Acciai inox

I Series (Hot rolling, Thickness 8 mm) No

Code

Treatments

EOCP BM vs SCE (V)

EOCP HAZ vs SCE (V)

Epit BM vs SCE (V)

Epit HAZ vs SCE (V)

I-01

-0.143 ± 0.008

-0.355 ± 0.007

+0.143 ± 0.016

-0.215 ± 0.011

I-03

S+D+P

-0.181 ± 0.005

-0.243 ± 0.011

+0.443 ± 0.012

+0.539 ± 0.016

I-05

S + SC + L

-0.194 ± 0.006

-0.223 ± 0.004

+0.573 ± 0.024

+0.532 ± 0.014

I-07

-0.116 ± 0.008

-0.143 ± 0.006

+0.508 ± 0.015

+0.434 ± 0.017

S + SC + L +E+P

BA Series (Cold rolling, Thickness 2 mm) No

Code

Treatments

EOCP BM vs SCE (V)

EOCP HAZ vs SCE (V)

Epit BM vs SCE (V)

Epit HAZ vs SCE (V)

BA-01

-0.216 ± 0.005

-0.295 ± 0.010

+0.519 ± 0.013

-0.052± 0.012

BA-02

S+D

-0.048 ± 0.004

-0.196 ± 0.007

+0.541 ± 0.021

+0.492 ± 0.016

BA-03

S+D+P

-0.030 ± 0.008

-0.147 ± 0.005

+0.433 ± 0.018

+0.556 ± 0.015

The effectiveness of a post-weld treatment can be studied

For I series, in HAZ after welding, Epit settles around -0.21V vs

potential, also because this mechanism of localized corro-

mV, indicating an almost complete removal of the passiva-

in a more meaningful way through the values of the pitting sion is the main phenomenon for stainless steels in presence of chloride ions, especially along the heat affected zone

of a welded joint. In general, the worst pitting resistance for

the untreated samples are shown by the hot-rolled series (I), where the value of pitting potential for BM settles around +0.15V vs SCE (in opposition to the cold rolled series, whose

Epit is around +0.50 V vs SCE), so showing a passivation range

of less than 300 mV. This is likely due to the microstructural changes such as grain growth induced by the hot-rolling that can weaken the protective film, which is supposed to be still present on the BM surface after welding [6].

SCE, so showing a very short passivation range, of around 50 tion film by the welding.

On the contrary, for the cold-rolled, welded and unfinished samples (2B series) the passivation range in the HAZ is short,

but more extended than for the I-series of about 250mV. The

different behaviour of HAZ areas for 2B- and I-series can be explained on a microstructural basis, specifically by consi-

dering the higher presence of martensite in the I samples, as previously discussed and shown in Fig. 2, which is known to

be responsible for the lower corrosion resistance to chlorides [1].

Fig.3 - Epit vs SCE values for HAZ specimens of the three series

La Metallurgia Italiana - settembre 2020

pagina 14

Scientific papers - Stainless steel As an example, a comparison between the anodic polariza-

contrary, for all series, treatments such as pickling, passiva-

ples welded and not finished (S, 2B-01) and finished with S+-

increase the pitting potential of the heat affected zone and

tion curves measured on BM and HAZ areas, relative to samSC+L+B sequences (2B-06) is shown in Fig. 4.

The curve relative to the HAZ changes drastically by comparison to the BM area (passivation range of about 0.7 V), showing two short passivation ranges with very low Epit (-0.200 V vs SCE and 0.019 V vs SCE).

Considering only the scarfing treatment (S+SC), i.e. removal of the external weld bead, only a limited effect on the resi-

stance to pitting in the HAZ (+ 0.14 V vs SCE) was observed for 2B series, as scarfing is not capable of regenerating the passive film and remove defects from the surface. On the

tion, mechanical polishing, electropolishing and polishing

balance it to that of the base metal (+0.5 ÷ +0.4V vs SCE). This is evident in Fig. 4, showing the influence of surface finishing

on anodic curves for the 2B series (cold rolled samples).

The anodic curves measured for the BM area do not vary si-

gnificantly as a function of surface finishing, whilst those of

HAZ change drastically. In particular, the pickling treatment gives pitting potential values for the heat affected zone sli-

ghtly lower than those obtained through passivation (by ≈ 100mV vs SCE), mechanical polishing (by ≈ 0.05 V vs SCE) and electropolishing (by ≈ 0.07 V vs SCE).

Fig.4 - Anodic polarization curves for BM and HAZ of as-welded (2B-01) (a) and welded then surface finished (2B-06) cold rolled AISI 316L specimens (b). More specifically, it is evident that the brightening treatment

CONCLUSIONS

(B) in addition to S+SC+L sequence of operations makes Epit

The different stability of the passive films, formed both on

the difference for pitting potential between base metal and

ded AISI 316L stainless steel, surface finished by different te-

vs SCE higher of about 100 mV in both areas (HAZ and BM); heat affected zone falls within the experimental error band

and the values are higher than all other treatment. Therefore, the mechanical treatment of brightening gives the best

results in pitting resistance towards saline environment, re-

lative to the HAZ areas of the welded joint. For the sample I-07, which was treated through electropolishing, measured

pitting potentials are about 0.1V vs SCE lower than those recorded for the brightening treatment. The reasons of this

particular behavior could be ascribed both to (i) the fact that the brightening treatment may increases the chromium con-

tent inducing the formation of a protective film more com-

pact and free from surface defects and (ii) to the decrease of roughness induced by brightening [25].

La Metallurgia Italiana - September 2020

base metal (BM) and heat affected (HAZ) zones of TIG-welchniques, was investigated in 3.56 wt.% NaCl solutions.

Anodic polarization curves showed that the decrease of cor-

rosion resistance in the HAZ compared to the BM, is strongly reduced by all re-passivation treatments.

Among all the investigated finishing processes, the best

resistance to pitting corrosion is given by the operational sequence consisting of scarfing, mechanical polishing and

brightening, which proved to be even better than the electro-

polishing procedure. Concerning the different thermo-mechanical treatments applied before welding, cold rolled sam-

ples (2B- and BA-series) have shown pitting potential values basically higher than those obtained by hot rolling (I-series).

Metallographic analysis clearly showed that cold rolled samples have finer grains, while the hot rolled samples showed

pagina 15

Memorie scientifiche - Acciai inox the presence of martensite which gives a lower pitting resi-

sion resistance is achieved by using cold rolled sheets, sur-

stressed. In all series, sensitization is not observed, due to

experimental tests are required for investigating the pitting

stance compared to austenite, since it is more mechanically the fact that the very low content of C (0.03% wt) has drastically reduced the sensitization phenomena.

These results demonstrate that, in applications related to

face-finished by brightening as the last finishing step. Further corrosion resistance of these materials in a more representative environment closely simulating service condition.

packaging machines for the pharmaceutical industry, whe-

Acknowledgements

to pitting in chloride enriched environments, it is essential

funds) is gratefully acknowledged. The authors thank Dr.

re TIG-welded AISI 316L is widely used for high resistance

to carry out post-weld treatments. For parts exposed to aggressive chloride-containing environments, the best corro-

The financial support of Emilia-Romagna Region (POR-FESR

Iuri Boromei at Dept. Industrial Engineering for the metallographic preparation and etching of steel samples.

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La Metallurgia Italiana - September 2020

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Memorie scientifiche - Acciai inox

Effect of GTA Welding Parameters on Bead Geometry of SAF2507 Super Duplex Stainless Steel C. B. Sekar, S. R. Boopathy, S. Vijayan, S. R. K. Rao

In this investigation the effect of GTA welding parameters on bead geometry of SAF 2507 Super Duplex Stainless Steel were studied. Single pass autogenous square butt joints were made on 6 mm thick plate. Taguchi L16 Orthogonal experimental design is used to optimize the process parameters. Arc Current, Welding Speed, Shielding Gas Flow Rate and Arc Gap are the input process parameters, while the aspect ratio and the depth of penetration are the responses considered. The micro structural image analysis is used to measure the bead geometry parameters such as aspect ratio and the depth of penetration. From this investigation it is found that the Arc current and Welding speed are the dominant and significant process parameter which affects the bead geometry of the joints. Regression equations have been derived to predict the depth of penetration and aspect ratio of GTA weld beads on 2507 Super Duplex Stainless Steel.

KEYWORDS: SUPER DUPLEX STAINLESS STEEL SAF (2507), GTA WELDING, ASPECT RATIO, TAGUCHI L16 OPTIMIZATION.

INTRODUCTION

Oil and gas industries operate offshore in hostile environments. Designing offshore structures is a major challenge as systems have to be designed to protect the structures

from destructive atmospheric conditions leading to failu-

re [1]. By optimizing the properties of materials and weldments, the structure can be protected from corrosion, erosion, fatigue, hydrogen related cracking, wear, stress corrosion cracking etc [2].

Structures made of austenitic stainless steel are being re-

placed by duplex stainless steels which have found extensive usage in construction of critical process equipments, where intergranular corrosion, pitting corrosion, crevice

C.B.Sekar

Department of Mechanical Engineering, Tagore Engineering College, Chennai, India - Corresponding Author

S.Rajendra Boopathy

Department of Mechanical Engineering, Anna University, Chennai, India.

S.Vijayan, S.R. Koteswara Rao

Department of Mechanical Engineering, SSN College of Engineering, Chennai, India.

corrosion, stress corrosion cracking, strength, and weldability are of great concern [3]. Duplex stainless steels are characterised by the presence of equal proportions of ferrite and austenite phases in an iron based alloy matrix.

La Metallurgia Italiana - settembre 2020

pagina 18

Scientific papers - Stainless steel Combining 50% austenitic and 50% ferritic stainless steel results in unique properties which cannot be achieved individually by them. [4]

The presence of 50% ferrite in duplex stainless steels makes them more ferromagnetic, have higher thermal con-

ductivity, have low thermal expansion and higher corro-

sion resistance especially in pitting and stress corrosion cracking environments. [5] Refinement in the grain size of both austenite and ferrite was induced by the presence

of ferrite in duplex stainless steels which leads to greater resistance to intergranular corrosion [6].During welding

in duplex stainless steels the high carbon contents causes sensitization in Heat affected zones and weld regions, which results in the appearance of undesirable secondary phases such as σ (sigma) or ᵡ(chi) and intermetallic preci-

pitates. [7]

Corrosion resistance is reduced and toughness lowered in

the heat affected zone of the welds due to the presence

of excessive ferrite content compared to the base metal

[8].DSS are stronger, harder and more attractive where abrasion is a concern, as they have higher yield strength

compared to austenitic steels [9].Using AOD (Argon –oxygen –decarburisation) modern duplex grades produced,

had low carbon content, high nitrogen and carbon content and a balance between austenite and ferrite. 2205 was the

first commercial duplex grade and its success lead steel producers to continue with lower alloyed duplex grades referred as Lean duplex grades and higher alloyed as su-

per duplex grades.25% Cr and 7% Ni duplex stainless steel grade came in favour and developed into super duplex stainless steel (SAF 2507) as they can withstand higher ag-

gressive environments such as chloride and sulphur environment. [10]

Alloying elements Cr, Mo, and nitrogen in stainless steels influence resistance to pitting which is quantified using

the pitting resistance equivalent (PRE). PRE= %Cr+3.3 %(Mo+0.5W) +16%N. To have a balance between austeni-

te and ferrite micro structure and to improve pitting corrosion resistance nitrogen is added to duplex stainless

steels. Materials with PRE above 40 are resistant to both pitting and Hydrogen sulphide environments. However, the presence of higher content of alloying elements lead to precipitation of unfavourable phases when they are expo-

sed to higher temperatures and to certain environments like chlorine and sulphur [11]. DSS with 25%Cr-7%Ni-4%-

Mo and 0.27% N which is used in this study is referred to as

La Metallurgia Italiana - September 2020

Sandvic austenite ferrite (SAF2507) and is a super duplex SS (SDSS).

SDSS is preferred in aggressive environments as it has

wide spread applications which include pipe lines, pressure vessel tanks, digesters, manifolds, rotors, impellers and shafts. Improper welding techniques and procedures of SDSS, forms unbalanced ferrite to austenite ratio, for-

mation of intermetallic phases and high ferrite concentration in Heat affected zone which are detrimental to both corrosion resistance and mechanical properties. To make

SDSS welds reliable and fit to serve different environmen-

ts requires it to have higher toughness strength, greater resistance to corrosion, erosion and stress corrosion

cracking. By integrating the welding process, technique, bead shape, preheat/interpass temperature and heat input,

suitable SDSS welds can be produced, which can solve the above problems [13]. An attempt is made to study the

effects of GTA welding process parameters on the aspect

ratio and depth of penetration in GTA welded SAF2507 Super Duplex Stainless Steel.

GTA Welding Process Parameters and their levels.

The Current, Welding speed, Gas flow rate and the Arc gap are the significant process parameter of GTA welding as

mentioned in many literatures [14 -17] is considered as the

input processes parameter in this investigation. But cho-

osing their level plays a vital role in GTA welding of Super Duplex Stainless Steel since the temperature cycles and the effect of cooling determines the formation of austeni-

tic and ferrite phases, which in turn determinates the mechanical and corrosion properties of the weld. The melting point of super duplex steel is around 1350 °C. The heat in-

put of the process is governed by the amount of current

supplied, in order to fix the desired temperature range, the current is to be controlled between 220 to 250 amperes. In GTA welding of super duplex Stainless Steel the initial

heat input will be equal or more than 1350 °C, during heating the austenite phases will dissolve into coarse grains

of ferrite matrix. The formation of austenite precipitates around ferrite grain boundaries happens when the cooling

rate is in between 1350 to 800 °C. The welding speed plays a major role in the cooling rate of the weld pool. In order

to maintain the desired cooling rate the range of the welding speed is set at 100 to 130 mm/min. The gas flow rate

and the air gap is controlled between 10 to 16 LPM and 1.4 to 2.8 mm respectively. The process parameters and their

levels are listed in the table 1. The equal proportions of the

pagina 19

Memorie scientifiche - Acciai inox austenite and ferrite phases depend upon the parameters

The objective of the paper is to optimize GTA process pa-

ch provides the optimum characteristics of the material.

welded SAF2507 Super Duplex Stainless Steel.

of thermal cycles, peak temperature and cooling rate whi-

rameters on the aspect ratio and depth of penetration of

Tab.1 - Process parameters of GTA welding and their levels SI.NO

FACTORS

UNIT

LEVEL 1

LEVEL 2

LEVEL 3

LEVEL 4

Current

220

230

240

250

Welding speed

mm/min

100

110

120

130

Gas flow rate

L/min

Arc gap

1.8

2.2

2.4

EXPERIMENTAL PROCEDURE

the 16 experiments. The middle portions of the weld are

plates was taken and the edges are prepared to conduct

for capturing the micro and macro structure of the weld.

SAF2507 Super Duplex Stainless Steel of 200 X 100 X 6 mm the flat butt joints. Autogenous GTA welding is done by

changing the process parameters in concurrence with L16 orthogonal experimental design. The electrode material and the tip angle of the electrode are kept constant for all

moulded, polished and etched with kallingâ&#x20AC;&#x2122;s reagent no 2 The dimensions of the weld penetration and the face wi-

dth are obtained using the image analyzer and shown in the table 2.

Tab.2 - Experimental Layout and its responses

Sl.No

Current (A)

Welding Speed mm/min

Gas Flow Rate L/min

Arc Gap mm

Area mm2

Width mm

Depth of penetration mm

220

100

1.8

44.7871

13.9382

5.6081

220

110

2.0

30.2972

12.7189

3.5785

220

120

2.2

23.6036

11.3133

3.3028

220

130

2.4

15.4972

10.4724

1.9266

230

100

2.2

46.8771

13.0662

5.4702

230

110

2.4

30.0661

11.9112

3.9565

230

120

1.8

27.7019

12.1567

3.6817

230

130

2.0

23.3273

11.5005

2.8901

240

100

2.4

43.7093

13.9691

5.1261

240

110

2.2

32.6469

12.4064

4.1286

240

120

2.0

28.1809

12.2200

3.6812

240

130

1.8

27.8621

12.8750

3.2689

250

100

2.0

45.0543

13.7507

5.3678

250

110

1.8

42.1698

13.0627

5.0918

250

120

2.4

41.7941

13.2209

5.2639

250

130

2.2

32.4937

12.0629

3.7156

La Metallurgia Italiana - settembre 2020

pagina 20

Scientific papers - Stainless steel RESULT AND DISCUSSION

clearly captures equal proportions of austenite and ferrite

Micro Structure and Macrostructure

The base metal and the GTA samples are moulded polished with different grades 500 , 800 , 1200 #

and 1500

grit of SiC emery paper and cleaned dried in warm flowing

air. The Super duplex stainless steel has the equal propor-

tions of the austenite and ferrite phases, which enhances the greater mechanical strength ,pitting ,fatigue and high corrosion resistance than most type of steels .The optical micrograph of the base metal is shown in figure 1 (a) which

(a) Base Metal

phases. The figure 1 (b) shows the three different zones, the base metal region, Heat affected zone and weld zone.

Micro graph of autogenous GTA weld shows Îł-Austenite

Î´-ferrite. The ferrite phase exhibit smaller grain size than austenite phase comparatively throughout the weld zone

and shown in figure 1(c). The macrostructure of all the L16 experiments are shown in the figure 2.The macrostructure

clearly shows the penetration of the weld and the aspect ratio of the different levels of the process parameters.

(b) Weld Metal,HAZ and Base metal

Fig.1 - Micrograph of the base metal and the welded joints

La Metallurgia Italiana - September 2020

pagina 21

Memorie scientifiche - Acciai inox

Fig.2 - Macrographs showing the weld bead shape and size. Corresponding welding parameters are given in Table 2.

La Metallurgia Italiana - settembre 2020

pagina 22

Scientific papers - Stainless steel TAGUCHI METHODOLOGY

Shielding Gas Flow Rate and Arc Gap are the input pro-

tation is finalised as four factors with four levels. Totally

penetration are the responses considered. The penetra-

As the input parameters and their levels of the experimen256 experiments has to be conducted to explore completely. Its waste of time, materials and resource and it is not

an engineering approach. Taguchi uses the special ortho-

gonal design of experiments to analyse with limited number of experiments.L16 is the Taguchi experimental design

is used in our investigation to find the effects of GTA parameters on aspect ratio and penetration in welding Super duplex stainless steel SAF (2507).The L16 experimental

design is shown in table 1. Arc Current, Welding Speed,

cess parameters, while the aspect ratio and the depth of tion of the weld characterised as maximum function the higher the best quality loss function is considered while

the aspect ratio falls under the minimum quality function,

lower the best quality loss function is computed. The formula for computing the quality loss function is given the equation 1 and 2. The commercial available software for

Taguchi optimization is used to compute the SN values,

ANOVA by using the response obtained and it is shown in the table 3.

Larger the Best 1) Smaller the Best 2) Where n

number of replications

observed response value Tab.3 - Tab. 3 - S/N ratio of the responses.

Experiment No.

Width [mm]

Depth [mm]

S/N ratio for D

Aspect ratio for W/D

S/N ratio for W/D

13.9382

5.6081

14.97631

2.485369

-7.9078

12.7189

3.5785

11.07402

3.554255

-11.0150

11.3133

3.3028

10.37765

3.425366

-10.6941

10.4724

1.9266

5.695831

5.435690

-14.7051

13.0662

5.4702

14.76006

2.388615

-7.5629

11.9112

3.9565

11.94622

3.010540

-9.5729

12.1567

3.6817

11.32097

3.301926

-10.3753

11.5005

2.8901

9.218257

3.979274

-11.9961

13.9691

5.1261

14.19574

2.725093

-8.7076

12.4064

4.1286

12.31606

3.004990

-9.5569

12.2200

3.6812

11.31979

3.319570

-10.4216

12.8750

3.2689

10.28803

3.938634

-11.9069

13.7507

5.3678

14.59593

2.561701

-8.1706

13.0627

5.0918

14.13743

2.565439

-8.1832

13.2209

5.2639

14.42615

2.511617

-7.9991

12.0629

3.7156

11.40058

3.246555

-10.2285

La Metallurgia Italiana - September 2020

pagina 23

Memorie scientifiche - Acciai inox The optimum levels of the process parameters are obtai-

and shown in table 6 & 7. The optimum combination of

ned based on the highest S/N ratio computed, irrespecti-

the levels of the process parameters can be predicted ba-

ve of the quality function. The average values of the levels

sed on the average values of S/N ratio at particular levels.

are computed for both the responses considered and di-

The confirmation experimentation is conducted by setting

splayed in table 4 & 5. The analysis of variance (ANOVA)

the predicted level setting of the process parameters and

is computed to find the contribution of the process para-

compared with the results obtained with the theoretical

meter towards the response as well as the show that the

calculation.

considered process parameters are statistically significant Tab.4 - Average S/N ratio Values for Depth of Penetration Welding process

symbol

Levels

Current (Ampere)

Welding speed (mm x min-1)

Gas flow rate (Liter per Minute)

Arc gap (mm)

10.53

14.632

12.41

12.68

11.81

12.37

12.64

11.55

12.03

11.86

11.98

12.21

13.64

9.15

10.98

11.57

TIG

The optimum level of setting is A4B1C2D1 Tab.5 - Average S/N ratio Values for Aspect ratio Welding process

symbol

Levels

Current (Ampere)

Welding speed (mm x min-1)

Gas flow rate (Liter per Minute)

Arc gap (mm)

-11.081

[-8.087]

[-9.593]

-9.593

-9.877

-9.582

-9.621

-10.401

-10.148

-9.873

-9.895

[-9.511]

[-8.645]

-12.207

-10.702

-10.246

TIG

The optimum level of setting is A4B1C1D3 Tab.6 - ANOVA for Depth of Penetration Process Parameter

Degrees of Freedom

Seq SS

Adj SS

Adj MS

F value

% contribution

Current

19.537

6.512

5.74

Welding speed

60.805

20.268

17.87

Gas flow rate

6.443

2.148

1.89

Arc gap

3.592

1.197

1.06

Error

3.402

1.134

Total

93.778

La Metallurgia Italiana - settembre 2020

4 100

pagina 24

Scientific papers - Stainless steel Tab.7 - ANOVA for Aspect Ratio Process Parameter

Degrees of Freedom

Seq SS

Adj SS

Adj MS

F value

% contribution

Current

12.097

4.0324

6.73

34.858

11.6192

19.39

3.401

1.1337

1.89

Arc gap

2.443

0.8142

1.36

Error

1.798

0.5993

Total

54.596

Welding speed Gas flow rate

PREDICTED VALUES OF DEPTH OF PENETRATION AND ASPECT RATIO

3 100

ratio are calculated based on the additive model available in the literatures .

The predicted value for Depth of penetration and aspect 3)

ηm= Average SN ratio

ηi = Average SN ratio corresponding to the ith significant factor of the jth level q = Number of significant factors Depth of Penetration (predicted)

=A4+B1+C2+D1-3ηm =4.86+5.393+4.395+4.413 – 3*4.1285 =6.675313 mm

Where A 3: Average mean value of current at 4th level. B 1: Average mean value of welding speed at 1st level. C 2: Average mean value of Gas flow rate at 2nd level. D 1: Average mean value of Air Gap at 1st level

ηm : Overall Mean The linear equation for depth of Penetration = 5.67 + 0.382 A - 0.753 B - 0.169 C - 0.076 D Aspect ratio (predicted)

=A4+B1+C1+D3-3ηm =2.721+2.54+3.016+3.016 – 3*3.2159 =1.645

Where A4: Average mean value of current at 4th level. B 1: Average mean value of welding speed at 1st level. C 1: Average mean value of Gas flow rate at 1st level. D 3: Average mean value of Air Gap at 3rd level

ηm : Overall Mean The linear equation for Aspect ratio = 2.10 - 0.293 A + 0.494 B + 0.176 C + 0.0706 D

La Metallurgia Italiana - September 2020

pagina 25

Memorie scientifiche - Acciai inox CONFIRMATION RUN

aspect ratio. The responses of the predicted values, the

The confirmation run were conducted on setting the op-

confirmation run and the micrograph were shown in the

timum levels of the process parameter from Taguchi L16

table 8.

optimization to find out the depth of penetration and

Tab.8 - The responses of the Predicted and the confirmation run Process

Responses

Predicted Value Confirmation Run

Depth of Penetration (mm)

6.675313

6.6

Aspect Ratio

1.645

1.6

Macrograph

GTA Welding

INPUT PARAMETER AND RESPONSES

tional to the responses considered. The austenite phases

The current is the one among the statically significant pro-

will dissolve into coarse grains of ferrite matrix when the

cess parameter for GTA welding of Super duplex stainless

temperature is more than 13500 C and the formation of

steel SAF (2507) which contributes 21 percent to the depth

austenite precipitates around ferrite grain boundaries hap-

of penetration and 22 percent to the aspect ratio. In GTA

pens when the cooling rate is in between 1350 to 800 Â°C.

welding process the heat source is directly proportional

The sudden fall in cooling rate is not advisable and in order

to the current supplied i.e. the temperature increases as

to maintain the slow cooling rate the welding speed is to

current increases and decreases as current decreases. In

set at low level. The optimum level obtained from the Ta-

order to get the full penetration and good aspect ratio the

guchi L16 also confirms that the welding speed is to be set

current should be set at highest level. The optimum level

at level 1 i.e. 100 mm/min.

of the process parameter current predicated is found to be at level 4 based on the Taguchi optimisation also confir-

The Gas flow rate and the Air Gap are also statically signifi-

ming the same in order to get an optimum response. The

cant process parameter for GTA welding of Super duplex

current should be set at 250 A in GTA welding of Super du-

stainless steel SAF (2507). The contribution of these pro-

plex stainless steel.

cess parameters are not significant in affecting the response in the level considered. The Gas flow rate and the Air

The welding speed plays a major role in GTA welding of

Gap is should be set at 12 L/min and 1.8 mm respectively

Super duplex stainless steel SAF (2507) which contributes

in order to get the optimum response. The main effects at

65 percent to the depth of penetration and 64 percent to

different levels for data means are plotted to the process

the aspect ratio. The welding speed is indirectly propor-

parameter and shown in figure 3

La Metallurgia Italiana - settembre 2020

pagina 26

Scientific papers - Stainless steel

Fig.3 - Main Effects Plot for the Data mean CONCLUSIONS

tration and aspect ratio in GTA welding of Super Duplex

All the considered four process parameters i.e welding

Stainless Steel.

current, welding speed arc gap and shielding gas flow rate is statistically significant process parameters for GTA wel-

The optimum levels of the process parameters in order to

ding of Super Duplex Stainless Steel SAF (2507).

get the full penetration and a good aspect ratio of 1.6 are: current = 250 A, welding speed = 100 mm /min, gas flow

The welding speed followed by the welding current are

rate = 12 L / min, arc gap = 1.8 mm.

the predominant factors that affect the depth of pene-

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La Metallurgia Italiana - September 2020

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La Metallurgia Italiana - settembre 2020

pagina 28

Scientific papers - Stainless steel

UNS S32205 Duplex Stainless Steel SEDcritical radius characterization P. Ferro, F. Berto, K. Tang

In the local strain energy density approach, the fatigue strength of notched components, like welded joints, is quantified by the value of the strain energy density averaged over a control volume of radius Rc near the singularity-dominated zone. Rc is a material dependent parameter. Unfortunately, the characterization of such parameter is far from being fast and simple because it requires different fatigue tests on notched and un-notched specimens. For this reason, a complete database of Rc values corresponding to different materials is still lacking in literature. This work is aimed at quantifying the Rc value of the SAF 2205 (UNS S32205, EN 10083-3 (steel number 1.4462)) duplex stainless steels by means of fatigue tests and metallurgical analyses.

KEYWORDS: DUPLEX STAINLESS STEEL, FATIGUE, STRAIN ENERGY DENSITY, MICROSTRUCTURE.

INTRODUCTION The word duplex is Latin. It means two folds. Duplex stainless steels (DSSs) are one of the most important families of stainless steels used in important industrial applications where the requirements of excellent chemical as well as mechanical properties must be fulfilled. DSSs are used in the oil/gas, chemical, pulp and paper industries, subsea or other types of applications that are working in tough corrosive environments [1-4]. They are also used in applications such as bridges [5], wind turbines and storage tanks. Their unique properties come from the typical two-phase (namely, duplex) microstructure containing Ferrite and Austenite in balanced proportion. However, particular care must be taken when they undergo a heat treatment or a welding operation since a possible secondary phases pre-

P. Ferro

Department of Engineering and Management, University of Padova, Vicenza, Italy

F. Berto

NTNU, Department of Engineering Design and Materials, Trondheim, Norway

K. Tang

School of Aerospace Engineering and Applied Mechanics, Tongji University, Shanghai, China

cipitation will compromise their corrosion and mechanical properties [6-14]. Owing to their high proof strength, the duplex stainless steels also have very good fatigue strength [15-17]. During cyclic tensile stress testing the fatigue limit is found approximately when the maximum load in a cycle reaches the proof strength of the material. Dealing

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Memorie scientifiche - Acciai inox with notched components, like welded joints, in the past

ometries, its major drawback is that it does not allow for a

different approaches were developed to assess their fati-

direct comparison of the fatigue strength of joints having

gue strength [18-25]. Nominal stress method, structural

different V-notch opening angle. This is because of ratio-

stress methods (i.e.: spot stress) and local methods (i.e.:

nal exponents in the dimensions of NSIFs, whose value

notch approach) heave been proposed. Among the local

varies according to the V-notch opening angle. To over-

approaches, the notch stress intensity factor (NSIF)-based

come this limit, the fatigue strength assessments in pre-

approach [26-28] models the weld toe via a sharp V-notch

sence of failures from the weld root and the weld toes with

so that the weld toe stress is asymptotic with a singulari-

different opening angle can be carried out by using ener-

ty which follows either the linear-elastic or elastic-plastic

gy-based methods such as the J-integral approach [31] or

solution according to the Willimasâ&#x20AC;&#x2122;s [29] or Lazzarin et al.

by introducing the concept of local strain energy density

[30]â&#x20AC;&#x2DC;s solution, respectively. In both cases, the stress di-

(SED) [32]. In the SED approach, the fatigue strength of the

stribution along a radius r, starting from the notch tip, is re-

welded joint is quantified by the value of the strain energy

presented by a straight line in a log-log plot so that the in-

density averaged over a control volume of radius Rc near

tensity of such stress distribution can be easy quantified by

the singularity-dominated zone (Fig. 1). In recent literatu-

the NSIF parameter. Even if such local parameter is widely

re, the SED criterion was also used to quantify the effect

used in published literature to summarize the high cycle

of residual stress on the fatigue strength of welded joints

fatigue strength of welded joints having very different ge-

[33-34].

Fig.1 - Critical volume (area) surrounding the notch tip Rc is a material parameter that was found to be equal to

2205 (UNS S32205) duplex stainless steels by means of fa-

0.28 mm and 0.12 mm for steel and Al-alloy welded joints,

tigue tests and metallurgical analyses.

respectively. Unfortunately, the characterization of such parameter is far from being fast and simple since it requires

THE SED CRITERION

different fatigue tests on notched and un- notched speci-

By considering a polar coordinate system centered at the

mens. For this reason, a complete database of Rc values

tip of a sharp V-notch (Fig. 2), the Beltramiâ&#x20AC;&#x2122;s formulation of

corresponding to different materials is still lacking in lite-

the strain energy is given by equation (1):

rature. This work is aimed at quantifying the Rc value of the

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pagina 30

Scientific papers - Stainless steel where E and ѵ are the elastic modulus and Poisson’s ratio of the alloy, respectively.

Fig.2 - Sharp ѵ notch and polar coordinate system Now, the stress distribution near the singularity point (Fig. 2) is given by the following equation:

where K1 is the mode I stress intensity factor (SIF), λ is the

by using the Gross and Mendelson’s definition (Eq. 3)

eigenvalue [9] and fi,j(Ө) are angular functions. K is obtained 3)

By substituting Eq. (2) in Eq. (1), the strain energy density near the stress singularity dominated zone becomes: 4) According to SED criterion, the fatigue failure of notched

ged over a material-dependent volume (∆W) (Eq. 5) rea-

components occurs when the strain energy density avera-

ches a critical value ∆Wc, typical of the material.

The critical value is calculated according to the following equation:

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Memorie scientifiche - Acciai inox where ∆σA is the fatigue strength at 2 million cycles of the

Now, by solving the integral in Eq. (5), and considering

un-notched samples.

only the mode I, Eq. (5) becomes:

where R is the control volume radius and e1 is a shape fun-

son’s ratio according to the following relation:

ction that depends on the notch angle (2α, Fig. 2) and Pois8) Finally, by equating Eq. (7) with Eq. (6), the critical radius expression is obtained:

In Eq. (9) ∆K1AFEM is the fatigue strength at 2 million cycles

MATERIALS AND METHODS

of notch specimens in terms of SIF amplitude obtained by

The measured chemical composition of the SAF 2205 DSS

imposing in the numerical model of the notched sample

(obtained with the Optical Emission Spectrometer) and its

the corresponding remotely applied amplitude coming

microstructure are shown in table 1 and fig. 3, respectively.

from experiments; ∆σA is, as always, the fatigue strength at 2 million cycles of the un-notched samples. Tab.1 - Measured chemical composition of the DSS UNS S32205 (EN 10083-3, steel number 1.4462) (wt%) C

0.059±0.003

1.74±0.006

4.77±0.02

22.35±0.01

3.11±0.01

Bal

Fig.3 - Microstructure of DSS UNS S32205 (Ferrite phase: dark; Austenite phase: white): a) transversal section, b) longitudinal section

La Metallurgia Italiana - settembre 2020

pagina 32

Scientific papers - Stainless steel The raw material was received in form of pieces cut from hot

in the fatigue tests with the indication of the minimum gua-

rolled sheets conventionally used for pipes production. A

ranteed surface roughness values. The V-notch opening

sufficient balanced ratio between ferrite and austenite was

angle was 90Â°. In particular the V-notch radius (Fig. 5) was

observed in the as-received material (57.8/42.2). Fig. 4

carefully measured with a stereoscope on 20 samples. A

shows the geometry of notched and smooth samples used

mean value of 0.25Âą0.03 mm was found.

Fig.4 - Geometry of the specimens used in fatigue tests.

Fig.5 - Stereoscope macrograph of the notch tip

La Metallurgia Italiana - September 2020

pagina 33

Memorie scientifiche - Acciai inox Fatigue life tests were carried out at room temperature

load as well as geometry symmetry, only one fourth of the

with a frequency of 15 Hz and a load ratio R=0.

under plain strain condition. With the aim to capture the

using a universal MTS machine (250 kN), a uniaxial tension

In order to calculate the SIF value corresponding to the fa-

tigue strength at 2 million cycles, a numerical model was developed with Ansys code. By taking advantage of the

specimens was modelled using 1552 PLANE 183 elements asymptotic stress feature, a very fine mesh was used in the stress singularity-dominated zone. The smallest element size was 0.0002 mm (Fig. 6).

Fig.6 - Mesh used in the numerical model with a detail of the stress singularity-dominated zone. RESULTS AND DISCUSSION

the fatigue strength at 2 million cycle the notched samples

smooth and notched samples, respectively. As expected,

oth samples. In both cases, a very low dispersion of results

Figs 6 and 7 show the results of fatigue tests carried out on a significantly reduction of the fatigue strength is observed for the notched specimens compared to that of the

smooth ones. Considering a survival probability of 50%,

is 83 MPa against a value of 424 MPa measured with smo-

is observed, which prove the soundness (defects-free) of the as-received alloy.

Fig.7 - S-N curve of 2205 DSS, smooth sample La Metallurgia Italiana - settembre 2020

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Scientific papers - Stainless steel

Fig.8 - S-N curve of 2205 DSS, sharp V-notched sample The stress distribution along the notch bisector obtained

of notched samples). The singularity grade is found to be

it is obtained by using the remotely applied stress ampli-

and Mendelsonâ&#x20AC;&#x2122;s definition (Eq. (3)) is 522 MPa mm0.456.

via numerical simulation is shown in Fig. 9. In particular,

tude of 83 MPa (i.e., the fatigue strength at 2 million cycle

-0.457 while the NSIF amplitude (â&#x2C6;&#x2020;K1) obtained using Gross

Fig.9 - Stress distribution along the notch bisector Now, using Eq. (9) and the above described numerical and experimental results, the Rc values was found to be 0.456 mm:

10)

La Metallurgia Italiana - September 2020

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Memorie scientifiche - Acciai inox It is observed that UNS S32205 DSS Rc value is different

CONCLUSIONS

from that of both structural steels (0.28 mm) and alumi-

DSSs correspond to a little but very important family of

ned by using a lot of fatigue test data (900) found in litera-

tions. Fatigue life estimation of DSS notched components

nium alloys (0.12 mm). These last two values were obtaiture about arc-welded joints made out of structural steels

and aluminium alloys, respectively. Details can be found

in reference [35]. It is pointed out that different values of Rc might characterise welded joints obtained from high-power processes, in particular from automated laser

beam welding [36]; this is because of the different micro-

structure induced by high power density processes compared to those induced by conventional arc welding ope-

rations. This proves that Rc is a material parameter which value depends on alloyâ&#x20AC;&#x2122;s microstructure.

steels used in offshore, nuclear or solar power applicais for this reason of fundamental importance in mechanical

design. In recent years, the strain energy density approach was proved to be a powerful method for static and fatigue life assessment of notched components but it requires the critical radius to be characterized for each material by

using fatigue tests on both notched and smooth samples. In this work such parameter was fully quantified for the UNS S32205 DSS grade. It was found to be equal to 0.456

mm. The obtained results are thought to be extremely

useful for the future application of the SED approach to the fatigue assessment of notched as well as welded components made out of DSS.

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La Metallurgia Italiana - settembre 2020

pagina 38

Scientific papers - Stainless steel

Deformazione plastica di tubi in acciaio inossidabile ferritico AISI 441 (EN 1.4509) per applicazioni automobilistiche: analisi dei parametri di formatura O. Di Pietro, R. Marini, A. Di Schino I tubi saldati in acciaio inossidabile sono componenti impiegati nel comparto automotive per lo scarico dei gas combusti in uscita dal motore. Al giorno d’oggi, Il processo di formatura del tubo marmitta deve rispettare standard qualitativi sempre più elevati. Per rispondere a queste esigenze si vede necessaria un'analisi numerica di tipo predittivo in grado di far fronte ad alcune criticità che insorgono durante la formatura del pezzo. Il modello presentato di seguito tiene conto delle caratterizzazioni meccaniche e geometriche del componente ed è in grado di descrivere il processo industriale di metal forming. Lo studio è stato svolto utilizzando simulazioni numeriche basate sul metodo degli elementi finiti (FEM) per valutare l'effetto dei diversi parametri di processo e dei vincoli geometrici sulla deformazione finale, per tubi in acciaio inossidabile ferritico. La sensibilità del modello al variare dei parametri in input è riportata in termini di sollecitazioni e assottigliamento percentuale sul tubo, per quanto riguarda invece l’analisi di fattibilità della lavorazione, essa è stata svolta considerando il rispettivo limite di formabilità. Le ricerche sperimentali e le simulazioni numeriche hanno entrambe evidenziato l'importanza dei parametri operativi e geometrici sul risultato finale.

PAROLE CHIAVE: ACCIAI INOSSIDABILI – DEFORMAZIONE PLASTICA – PROPRIETÀ MECCANICHE.

INTRODUZIONE Gli acciai inossidabili, grazie elle loro peculiari proprietà di resistenza alla corrosione, sono oggi impiegati in tutte quelle applicazioni ove si richieda questa proprietà congiunta ad un’elevata resistenza meccanica [1,2]. Nello specifico, essi sono largamente utilizzati nel comparto automobilistico [3], nell’edilizia [4-6], nel settore energetico [7-11], aeronautico [12], alimentare [13–15] e nella stampa tridimensionale (3D) [16,17]. Gli acciai inossidabili trovano applicazione nel settore automobilistico grazie alla loro capacità di essere lavorati secondo geometrie complesse

Orlando Di Pietro, Andrea Di Schino

Dipartimento di Ingegneria, Università degli Studi di Perugia, Italia

Roberto Marini Acciai Speciali Terni

[18-20]. A differenza delle tecniche più comuni, la tecnica del metal forming viene utilizzata per produrre in modo efficiente geometrie complesse. In ambito industriale, vengono comunemente eseguiti numerosi test di qualità al fine di garantire la conformità con gli standard di riferimento: ciò implica un incremento in termini di consumi, prototipi, co-

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pagina 39

Memorie scientifiche - Acciai inox sti e tempo. La modellazione e la simulazione numerica dei

Nell’ambito della formatura dei tubi sono stati sviluppati

processi di produzione è un prerequisito consolidato per

numerosi approcci, questo in risposta alle diverse esigenze

una produzione economica e un funzionamento in qualità

di specifica, di forme, di materiali e tolleranze da garantire

controllata degli impianti di produzione. Nel caso specifico

[24-26]. Sono stati implementati molti modelli matematici

della produzione di tubi, l’innovazione consiste nel forni-

in grado di descrivere il comportamento alla deformazio-

re un maggior numero di informazioni che contribuiscano

ne plastica dell'acciaio a partire dal tipo di materiale ed il

a migliorare la resistenza del tubo stesso alle sollecitazioni

loro campo d’applicazione [27]. Questi modelli richiedono

meccaniche cui è sottoposto. Ciò può condurre all’ottimiz-

l'analisi delle proprietà meccaniche, tenendo conto della

zazione del metodo di fabbricazione, che altrimenti risulte-

struttura macroscopica e microscopica dell'acciaio ogget-

rebbe non praticabile o non significativamente vantaggio-

to di analisi. Un'ulteriore caratteristica rilevante riguarda il

so. In tale contesto si colloca lo sviluppo e l'applicazione

comportamento anisotropo del materiale, caratteristica che

di modelli in grado di supportare la stabilità del processo

emerge durante la deformazione plastica e quindi nel corso

di fabbricazione e la qualità del prodotto. Nel caso degli ac-

della formatura del componente.

ciai ferritici, ad esempio, la deformazione plastica dei tubi

He et al. hanno svolto degli studi dedicati alla previsione

saldati è caratterizzata da una scarsa omogeneità compor-

accurata e al controllo di molteplici difetti / instabilità che

tamentale [21] a causa della natura del materiale, caratteriz-

emergono durante la piega di tubi [28]. Wu et al. [29] hanno

zato da una disomogeneità intrinseca che spesso comporta

studiato gli effetti della temperatura, della velocità di piega

una percentuale di test di caratterizzazione non affidabili. Il

e della dimensione del grano sulla variazione dello spesso-

controllo di qualità, eseguito dopo il processo di profila-

re, sulla distorsione della sezione trasversale e sul ritorno

tura, viene generalmente effettuato mediante prova di tra-

elastico di un tubo sottoposto a flessione. In [30, 31] è stato

zione uniassiale condotta secondo normativa. In molti casi

analizzato l'effetto dei parametri di processo sulla distribu-

però, le proprietà di trazione misurate non sono sufficienti

zione dello spessore e sulla distorsione della sezione tra-

a garantire la conformità agli standard richiesti dal cliente,

sversale per tubi in di spessore sottile. Tang [32] ha dedotto

di conseguenza diventa uno strumento indispensabile per

diverse equazioni relative alla flessione per prevedere la di-

la progettazione di questo prodotto la simulazione nume-

stribuzione delle sollecitazioni sul tubo piegato, la variazio-

rica dei processi di formatura di lamiere in acciaio [22,23].

ne dello spessore, il momento flettente e l'appiattimento

L’importanza di queste simulazioni è data dalla grande at-

basandosi sulla teoria della deformazione plastica. Al-Qu-

tenzione nel ridurre il “time to market” e il costo dovuto allo

reshi et al. [33] hanno trovato delle equazioni approssimati-

sviluppo di nuovi componenti in settori che vanno dall'in-

ve per la curvatura del tubo al fine di prevedere quantitativa-

dustria automobilistica all'imballaggio, oltre a consentire

mente il ritorno elastico e lo stress residuo ipotizzando un

una migliore comprensione dei meccanismi di deforma-

materiale elastico-plastico ideale, una condizione di defor-

zione e della loro interazione con i parametri di processo

mazione piana, assenza di difetti ed effetto Bauschinger. In

in input.

[34] è stata definita una relazione analitica per prevedere la

Nonostante questo tipo di analisi sia già uno strumento

distribuzione delle sollecitazioni, lo spostamento dell’asse

consolidato, le sue potenzialità sono ancora oggetto di

neutro, la variazione dello spessore e la distorsione della

studio vista la continua necessità di simulare processi sem-

sezione trasversale. Li et al. [35], basandosi sulla teoria della

pre più complessi, come ad esempio quelli coinvolti nella

deformazione plastica, hanno stabilito un modello di pre-

produzione di componenti ottenuti da lamiera in acciaio

visione analitica per il ritorno elastico, tenendo conto delle

inossidabile e l'analisi del loro comportamento, una volta

specifiche del tubo e delle proprietà del materiale. Jeong

sottoposti a deformazione plastica.

et al. [36] hanno proposto equazioni in grado di calcolare

La richiesta di processi sempre più solidi e sostenibili, ha

il momento flettente e il ritorno elastico del tubo in piega

cambiato il loro carattere deterministico in stocastico, al

considerando l’incrudimento nell’area deformata plastica-

fine di poter considerare la dispersione delle proprietà

mente. La formula della distorsione della sezione trasversa-

meccaniche derivanti da precedenti processi produttivi.

le è stata dedotta in accordo al principio della forza virtuale

La Metallurgia Italiana - settembre 2020

pagina 40

Scientific papers - Stainless steel da Liu et al. [37]. Si noti inoltre che, sebbene molti fattori

In questa trattazione, il processo di deformazione del tubo

del processo non possano essere considerati, come ad

ferritico in acciaio inossidabile viene simulato mediante un

esempio condizioni di contatto e una mancata omogeneità

pacchetto software commerciale che adotta il criterio di

di distribuzione di sollecitazioni / deformazioni sul compo-

Hill. I risultati della simulazione vengono confrontati con

nente, i modelli analitici sono ancora molto utili per stimare

quelli provenienti da test sperimentali con l'obiettivo di

e prevedere la qualità della formatura di un tubo sottoposto

sviluppare uno strumento per utilizzo aziendale, in grado

a piega.

di prevedere il comportamento in piega di tubi in acciaio

Considerando quindi la complessità di questo tipo di for-

inossidabile.

matura, il metodo di simulazione numerica basato sul me-

Nonostante molti ricercatori siano attivi in questo ambito e

todo agli elementi finiti (FE) è stato ampiamente utilizzato

numerosi articoli sono stati pubblicati, il processo di piega

per esplorare la deformazione a flessione in varie condizio-

tubi in acciaio inossidabile è comunemente eseguito solo

ni di formatura [38-40].

mediante un approccio empirico (trial and error). Uno degli

Lo scopo della simulazione numerica è infatti quello di pre-

obiettivi del documento è infatti quello di coprire il divario

vedere il comportamento di diverse geometrie di tubi du-

tra la ricerca teorica fondamentale e l'applicazione indu-

rante il processo di piega o la formatura a freddo di lamiere

striale, evidenziando l'effetto dei parametri geometrici ed

di acciaio.

operativi del processo manifatturiero.

Molti approcci dedicati ai gradi di acciaio inossidabile ferritico e austenitico si basano sui criteri di Von Mises e John-

MATERIALI E METODI

son-Cook [41,42]. Tali criteri descrivono il comportamento

Il materiale considerato è l’acciaio AISI 441 (X2CrTiNb18 –

elastico-plastico dei materiali isotropi, definendo lo stress

EN 1.4509) nello stesso di laminato a freddo ricotto di du-

indotto in funzione della deformazione, della velocità di de-

rezza pari a 200 HV10. L’analisi chimica e la geometria dei

formazione e della temperatura. Inoltre, un altro importante

tubi oggetto di studio sono riportate rispettivamente nella

metodo è quello basato sul criterio di Hill, che introduce di-

Tabella 1 e nella Tabella 2, rispettivmente.

verse equazioni per materiali ortotropi e anisotropi [43,44]. Tab.1 - Analisi chimica dell’acciaio AISI 441 (elementi principali, massa, %) / Chemical analysis of AISI 441 steel (main element, mass, %). Grado Acciaio

Altri

AISI 441

0.02-0.04

17.5-18.5

Ti+Nb=0.55%

Tab.2 - Materiali usati per le simulazioni con le loro caratteristiche geometriche (mm) / Materials and geometries selected for simulations (mm). Diametri tubo

Spessori tubo

40; 50; 60

1.0; 1.2; 1.5; 1.8

Sul materiale piano, nella fase precedente alla tubificazio-

ne lungo le due direzioni perpendicolari [45]. Sulla base

ne, è stata effettuata la determinazione del Diagramma del

di questo test, i risultati vengono misurati con il metodo a

Limite di Formabilità (FLD) per descriverne i percorsi di

griglia convenzionale, discretizzando con dei cerchi il cam-

deformazione. Questo tipo di diagramma contiene la curva

pione, i quali vengono poi deformati in ellissi durante il pro-

limite di formabilità (CLF) che mostra la capacità massima

cesso di deformazione.

di un materiale di deformarsi e viene realizzata eseguendo

Da queste ellissi, vengono estratte le dimensioni minori e

ripetuti test di Nakazima viene poi misurata la deformazio-

maggiori, identificando così sul diagramma FLD i punti del-

La Metallurgia Italiana - September 2020

pagina 41

Memorie scientifiche - Acciai inox lo stato di deformazione del materiale. Inoltre, altri parame-

tubi sono stati sottoposti a prova di trazione uniassiale se-

tri caratteristici del materiale sono stati ottenuti mediante

condo la norma UNI EN 6892-2:2020 [46]. Il coefficiente di

prove di trazione uniassiale.

incrudimento invece è stato ricavato dalla curva reale sfor-

Le proprietà dell’acciaio sotto esame sono riportate in Ta-

zo-deformazione in accordo alla relazione 1.

bella 3. Per la determinazione dei parametri meccanici, i 1) Dove K è il coefficiente di sforzo ed n il coefficiente di incrudimento. Tab.3 - Proprietà meccaniche dell’acciaio AISI 441 / 441 Steel mechanical properties of AISI 441 steel. Densità [ Kg/dm3 ] 7.8x10-9

Modulo di Young [ N/mm2 ]

Coefficiente di Poisson

Rp02 (MPa)

Rm (MPa)

Ag, %

Coefficiente di Lankford

Coefficiente di incrudimento

210000.0

0.30

350-430

430-600

1.30÷1.40

0.20÷0.25

Una prima validazione sperimentale è infine stata eseguita

METODO DI MODELLAZIONE

limitatamente al tubo di diametro 50 mm spessore 1.2 mm.

Il modello FEM utilizzato per questa applicazione si basa sul principio variazionale rigido-plastico come quanto segue: 2)

che definisce i coefficienti di deformazione. Nell'Eq.1 la

gendo una costante di penalità α come riportato nell'Eq 3:

condizione di incomprimibilità può essere corretta aggiun3) così: 4) εѵ, Fi, ui sono rispettivamente lo stress effettivo, il

al meglio il processo di piega del tubo. I vettori di posizione

coefficiente di deformazione, il coefficiente di deformazio-

(x, y, z) e di velocità (ux, uy, uz) del nodo-iesimo sono per-

ne in termini di volume, lo stress superficiale e la velocità

tanto definiti come segue:

dove

del tubo. L’elemento a 8 nodi è quello adottato per simulare

La Metallurgia Italiana - settembre 2020

pagina 42

Scientific papers - Stainless steel Dove ξ, η, ζ sono le coordinate nello spazio (vedi Figura 1).

Fig.1 - Rappresentazione grafica delle coordinate nello spazio / Graphic representation of space coordinates. Il modello tiene conto dell’attrito sul tubo durante la piega secondo l’Eq.6: 6) dove m è il coefficiente di attrito, k la tensione di taglio, us la

corpi rigidi.

direzione us. Sulla base di queste premesse, è stato imple-

della mesh, una funzione offerta dal software che consente

pari 4 x 4 mm e gli strumenti utilizzati per simulare l’attrez-

relativi agli strumenti sono descritti in Tabella 4, nella Figura

velocità di avanzamento del tubo e t il vettore dell’unità in mentato un modello FEM discretizzando il tubo con mesh

zaggio della macchina piegatubi sono stati considerati, in accordo con la teoria della deformazione plastica, come

Per questa serie di simulazioni è stata impiegata l’adattività

a quest’ultima di addensarsi nelle aree di interesse. Gli input 2 è invece possibile visualizzarne il layout.

Fig.2 - Strumenti utilizzati per la piega / Adopted bending tools Tab.4 - Dimensioni degli strumenti di piega / Bending tool sizes Mandrel [mm]

Upper pressure die [mm]

Offset swiper die

Bending radius [mm]

750

100

1.0

750

I parametri geometrici degli altri strumenti correlati vengo-

non sono stati riportati in Figura 2. In Figura 2 la freccia rossa

Gli elementi sferici interni che supportano il processo di

Nelle simulazioni svolte infatti, sono state considerate quat-

no calcolati mediante simulazione.

piega sono stati considerati nella simulazione, anche se

La Metallurgia Italiana - September 2020

rappresenta il vettore di deformazione.

tro sfere con diametri decrescenti di 3,3 mm l'una dall'altra.

pagina 43

Memorie scientifiche - Acciai inox Il diametro iniziale della prima sfera viene calcolato diminuendo il diametro del tubo della stessa quantità.

Il coefficiente di attrito considerato tra tutti gli elementi è

0.2. Vale la pena ricordare che nei calcoli non viene preso in

considerazione un elemento di supporto aggiuntivo spesso presente in un macchinario piegatubi industriale (chiamato

Per l’analisi numerica si è tenuto conto dei seguenti parametri per simulare il processo di piega in maniera efficace: • Raggio di piega;

• Angolo di piega;

• Velocità rotazionale;

• Temperatura di piega.

“booster”).

Le analisi degli output di simulazione sono state effettua-

adottare la legge di snervamento di Hill 48. Tale funzione è

(come ad esempio gli stress interni, l’assottigliamento per-

Il software utilizzato per il calcolo numerico, consente di nota per descrivere correttamente il comportamento a de-

formazione plastica di geometrie tubolari di piccole dimensioni in acciaio inossidabile [47].

te attraverso la mappatura dei valori calcolati dal solutore

centuale e la deformazione). Un esempio della mappatura ottenuta è riportato in Figura 3.

Fig.3 - Mappatura dello stress interno sul tubo piegato / Internal stress mapping on formed tube. Al fine di analizzare l'effetto dei parametri sul processo fina-

Influenza del diametro del tubo

ottenuti sulle mappature per evidenziare i punti critici sulla

tubo di spessore 1.5 mm sul processo di piegatura, mante-

le e sulla sua fattibilità, sono stati considerati i valori massimi

In questa sezione è stato analizzato l'effetto del diametro del

geometria.

nendo il rapporto R / D come valore fisso ad 1. Il rapporto è

RISULTATI E DISCUSSIONE

nemente utilizzato nel processo di piega industriale. Il com-

scritti sono riportati di seguito.

diametri è riportato nella Figura 4.

stato fissato ad R / D = 1 il quale rappresenta un valore comu-

L’effetto dei parametri geometrici ed operativi in input de-

portamento delle sollecitazioni del tubo in funzione dei vari

Fig.4 - Dipendenza dello stress interno dalla dimensione del diametro in tubi in acciaio AISI 441

(spessore 1.5 mm e R / D = 1) / Internal stress dependence on pipe diameter for AISI 441 steel (1.5 mm thickness and R / D = 1) La Metallurgia Italiana - settembre 2020

pagina 44

Scientific papers - Stainless steel I risultati consentono di valutare l’influenza del diametro pari a circa il 5% sullo stress interno. La stessa variazione può

esere apprezzata anche per l’assottigliamento del tubo (Figura 5).

Fig.5- Assottigliamento percentuale per vari diametri di tubi in acciaio AISI 441 (spessore 1.5 mm e R/D= 1) /Thinning dependence on pipe diameter for AISI 441 steel (1.5 mm thickness and R / D = 1)

A supporto dei risultati di calcolo ottenuti per l’assottiglia-

to. La Figura 6 mostra il limite di formabilità (%) raggiunto

mento di limite di formabillità al variare del diametro. Dalle

La linea rossa tratteggiata rappresenta la rottura del campio-

mento, sono stati inoltre considerati i risultati di raggiungi-

curve FLD ottenute è stato estrapolato un valore limite di

fomabilità del quale ne è stata ricavata la percentuale, il valore limite di formabilità viene restituito dal software in fase di post-processing inserendo il coefficiente di incrudimen-

durante la deformazione per l’acciaio inossidabile AISI 441. ne. I diagrammi FLD confermano che la deformazione dei

vari elementi geometrici è influenzata dalla dimensione del diametro e mostrano che un aumento delle dimensioni del diametro consente di ridurre il rischio di rottura.

Fig.6 - Percentuale di limite di formabilità raggiunto per vari diametri di tubi in acciaio AISI 441 (spessore 1.5 mm e R / D = 1) / FLD% dependence on pipe diameter for AISI 441 steel (1.5 mm thickness and R / D = 1)

Influenza dello spessore del tubo

mento (%) aumenta all'aumentare dello spessore del tubo

Lo stress e l’assottigliamento del tubo di diametro 50 mm

(Figura 7), sebbene non vi siano state variazioni rilevanti

in funzione dello spessore sono riportati rispettivamente

in termini di stress e assottigliamento, il trend riscontrato

nelle Figure 7 e 8. I risultati mostrano una variazione non

in Figura 8 è significativo. È infatti importante evidenziare

significativa dello stress interno. In particolare, la varia-

che mentre nel caso precedente la riduzione dello spes-

zione totale è inferiore al 2%. D'altra parte, l'assottiglia-

sore (che è mantenuto costante) ha la possibilità di essere

La Metallurgia Italiana - September 2020

pagina 45

Memorie scientifiche - Acciai inox distribuita su diametri via via sempre più grandi, in questo

lutare la capacità di deformazione del materiale e suppor-

caso il diametro è stato fissato come parametro costante e

tare i risultati di calcolo di cui sopra, sono state condotte

l'aumento dello spessore ha comportato ad un aumento

misure sperimentali di assottigliamento su campioni fisici,

dell'assottigliamento percentuale del tubo. Al fine di va-

come riportato successivamente.

Fig.7 - Stress interno per vari spessori di tubi in acciaio AISI 441 (diametro 50 mm e R / D = 1) / Internal stress dependence on pipe thickness for AISI 441 steel (50 mm diameter and R / D = 1)

Fig.8 - Assottigliamento percentuale per vari spessori di tubi in acciaio AISI 441 (diametro 50 mm e R D = 1) / Thinning dependence on pipe thickness for AISI 441 steel (50 mm diameter and R / D = 1)

La percentuale limite di formabilità ottenuta dal diagram-

mostra chiaramente il forte effetto dallo spessore iniziale

ma FLD in funzione dello spessore del tubo è riportata in

sul successo del processo di piega. Si evidenzia la sostan-

Figura 9. I risultati mostrano che il successo del proces-

ziale indipendenza della FLD dallo lo spessore per spesso-

so di formatura dipende dallo spessore del tubo. La figura

ri superiori al 1 mm.

La Metallurgia Italiana - settembre 2020

pagina 46

Scientific papers - Stainless steel

Fig.9 - Percentuale di limite di formabilità raggiunto per vari spessori di tubi in acciaio AISI 441 (diametro 50 mm e R / D = 1) / FLD% dependence on pipe thickness for AISI 441 steel (50 mm diameter and R / D = 1)

Velocità di avanzamento e angolo di piega

min, al contrario per velocità ridotte e per bassi angoli di pie-

in Figura 10. Il grafico mostra come vi sia una flessione delle

tas risulta essere lineare.

L’effetto della velocità e dell’angolo di piega sono riportati

curve per angoli di piega superiori ai 30° superati i 60-70 m/

ga, il trend della percentuale di limite di formabilità raggiun-

Fig.10 - Limite di formabilità percentuale in funzione della velocità di avanzamento e dell’angolo di piega per un acciaio AISI

441, con relativa interpolazione lineare (R / D = 1) / 2D plot of formability limit (%) for different speed and angle combinations for AISI 441 steel with linear interpolation (R/D=1)

La Metallurgia Italiana - September 2020

pagina 47

Memorie scientifiche - Acciai inox Per quanto riguarda la velocità, è stata considerata l'in-

tare meglio l'influenza della velocità. Sulla base di questo,

fluenza della sua variazione per ogni angolo di piega

è stata calcolata la variazione percentuale tra le percen-

(nell'intervallo di 30° e 90°) sulla percentuale di limite di

tuali dei limiti di formabilità ottenute alla velocità di avan-

formabilità raggiunta in Figura 10. Per questo studio sono

zamento minima e massima per ciascun angolo di pieg in

stati fissati i parametri geometrici come il diametro e lo

accordo a Eq. 7. Il grafico di tale coefficiente è riportato

spessore. Per analizzarei dati, le linee mostrate in Figura

nella Figura 12.

10 sono state interpolate e riportate in Figura 11 per valu7) Il parametro ΔFLD è strettamente correlato alla pendenza

tro raggiunge un massimo a circa 120 gradi di flessione per

della linea interpolante. La Figura 11 mostra che nella re-

poi diminuire e stabilizzarsi. Le motivazioni che portano a

gione compresa tra 30° e 90° gradi (l’area più interessante

questo comportamento devono essere analizzate a fondo,

per i processi industriali comuni) il ΔFLD varia quasi line-

ma attualmente possiamo ipotizzare che ciò sia dovuto

armente rispetto all'angolo di curvatura. Se si considerano

alla concentrazione dello stress risultante maggiormente

angoli di piega più alti, i risultati mostrano che tale parame-

localizzato nei primi 90° di piega.

Fig.11 - Variazione fra la percentuale di limite di formabilità raggiunta a velocita minima e massima in funzione dell’angolo di

piega per un tubo in acciaio AISI 441 (spessore 1.50 mm ed R / D = 1) / Goodness of the simulation output beyond the breaking of the worked piece (red dotted line) for AISI 441 tube (1.50 mm thickness and R / D = 1)

Allo scopo di ottenere risultati più coerenti, l'analisi è stata

pari a 1.5). Successivamente i dati sono stati nuovamente

ripetuta utilizzando condizioni che riproducono al meglio

interpolati (Figura 12) e i ΔFLD sono stati calcolati per il

il processo industriale. Sono stati considerati valori di rag-

nuovo set di dati (Figura 13).

gio di curvatura più elevati (e di conseguenza rapporto R/D

La Metallurgia Italiana - settembre 2020

pagina 48

Scientific papers - Stainless steel

Fig.12 - Interpolazione lineare del Limite di formabilità percentuale in funzione della velocità di avanzamento e dell’angolo di

piega per acciaio AISI 441 (spessore 1.5 mm e R / D = 1.5) / Linear interpolation of the formability limit (%) for each combination of speed and angle (1.5 mm thickness and R / D = 1.5)

Fig.13- Variazione fra la percentuale di limite di formabilità raggiunta a velocità minima e massima in funzione dell’angolo di

piega per acciaio AISI 441 con rapporto (spessore 1.5 mm, R/D = 1.5) / FLD dependence on bending angle and speed for AISI 441 steel (1.5 mm thickness and R/D=1.5)

La Figura 13 mostra come un incremento del rapporto R /

come indice di fattibilità per il processo industriale di pie-

D da 1.0 ad 1.5 porti ad un miglioramento della formabili-

ga. Nella pratica industriale comune questo valore è com-

tà del componente. Il coefficiente ΔFLD, infatti, aumenta

preso tra 1.0 e 1.5.

nell'intervallo dell'angolo di piega 30°-90 °, zona delimi-

Sebbene valori R / D <1 aumentino il rischio di rottura,

tata in Figura 13 dalle linee verdi tratteggiate. Il parame-

d'altra parte valori di R / D> 1,5 non vengono adottati nel

tro, per angoli superiori di 90°, tende quindi a stabilizzarsi

settore automobilistico.

tenendosi lontano dalle condizioni di rottura. Tali risultati

I risultati delle simulazioni riportati di Figura 14, mostrano

suggeriscono che un importante parametro da analizzare

un effetto trascurabile di R / D per gli stress interni. Con-

è proprio il rapporto R / D, scelta che riusulterà determi-

trariamente, si riscontra un marcato effetto di rapporto R /

nante per la fattibilità di un processo di piega industriale.

D sull'assottigliamento del tubo (Figura 15). I risultati mostrano come l'assottigliamento diminuisca all'aumentare

Influenza del rapporto R/D

del rapporto R / D.

Come si è visto, Il rapporto R / D è comunemente adottato

La Metallurgia Italiana - September 2020

pagina 49

Memorie scientifiche - Acciai inox

Fig.14 - Stress interni per vari rapporti R / D di tubi in acciaio AISI 441 (diametro 50 mm, spessore 1.5 mm) / Maximum equivalent stress dependence on a R/D ratio of AISI 441 steel (50 mm diameter size, thickness 1.5 mm)

Fig.15 - Assottigliamento percentuale per vari rapporti R / D di tubi in acciaio AISI 441 (diametro 50 mm , spessore 1.5 mm) / Maximum thinning dependence on R/D ratio (50 mm diameter size, thickness 1.5 mm)

VALIDAZIONE SPERIMENTALE

prova di trazione uniassiale al fine di ricavarne la relativa

Per la validazione sperimentale del modello, sono stati

curva sollecitazione-deformazione e ridurre l'incertezza

presi come riferimento i valori numerici di spessore otte-

dovuta all'uso di una curva di caratterizzazione media (im-

nuti nel corso delle simulazioni e sono stati confrontati con

piegata invece per lo studio dell’influenza dei parametri).

i valori medi di assottigliamento ottenuti sperimentalmen-

In Tabella 5 sono elencati i parametri operativi utilizzati

te. Per la prova sperimentale sono stati considerati sei tubi

per la sperimentazione (ad es. velocità di rotazione e rag-

in acciaio AISI 441 (diametro 50 mm e spessore 1.2 mm). I

gio di curvatura). I valori scelti sono quelli comunemen-

campioni considerati sono stati scelti con dimensioni co-

te adottati dalle industrie che operano nella formatura di

erenti alle simulazioni sopra descritte, la tolleranza sullo

tubi. Dopo la lavorazione (piega a 90°), sono stati misurati

spessore scelta per i campioni è ±10% rispetto allo spes-

gli spessori raggiunti durante la curva lungo la dorsale ad

sore nominale. Uno dei sei campioni è stato sottoposto a

angoli specifici, come mostrato nella Figura 16.

Tab.5 - Condizioni di prova / Testing conditions. Velocità rotazionale [rad/sec]

Raggio di piega [mm]

Temperatura [°C]

Angolo di piega [ϑ]

1.6235

100.0

25.0

La Metallurgia Italiana - settembre 2020

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Scientific papers - Stainless steel

Fig.16 - Angoli di misurazione su campioni di tubo in acciaio AISI 441

(diametro 60 mm, spessore 1.2 mm e R / D=1) / Thickness measuring grid on the backbone of AISI 441 steel (60 mm diameter size, thickness 1.2 mm, R / D =1).

I valori di spessore ottenuti sono stati misurati per ciascun

medio. Tabella 6.

angolo di misurazione ed è stato considerato il loro valore Tab.6 - Misure (mm) dello spessore per i campioni in acciaio AISI 441 relative a differenti angoli / Thickness values for AISI 441 steel samples as measured at different considered angles (mm) Angolo di misurazione

Campione n°1

Campione n°2

Campione n°3

Campione n°4

Campione n°5

Campione n°6

Deviazione Standard [σ]

Valore medio

0°

1.169

1.200

1.180

1.124

1.250

1.235

0.046

1.193

22.5°

1.003

1.019

1.026

1.023

1.123

1.101

0.050

1.049

45°

0.982

0.993

1.002

1.058

1.157

1.016

0.066

1.035

67.5°

1.086

1.016

1.050

1.029

1.166

1.052

0.054

1.067

90°

1.200

1.180

1.152

1.149

1.161

0.020

1.166

La Metallurgia Italiana - September 2020

pagina 51

Memorie scientifiche - Acciai inox Le variazioni fra lo spessore ottenuto per ogni angolo e

bella 7. La variazione è calcolata fra i valori dello spessore

quello ricavato in simulazione (svolta utilizzando gli stessi

di simulazione (riferimento) ed i valori medi di spessore

parametri geometrici ed operativi), sono riportate in Ta-

dei campioni fisici, Figura 17.

Tab.7 - Confronto tra i valori di spessore calcolati e misurati per differenti angoli di misura / Comparison between calculated and measured thickness values at different angles. Angolo di misurazione

Spessore simulazione [mm]

Spessore medio dei campioni [mm]

∆spessore [mm]

Variazione percentuale [%]

0°

1.168

1.193

−0.025

−2.10

22.5°

1.014

1.049

−0.035

−3.35

45°

0.876

1.035

−0.159

−15.34

67.5°

0.892

1.067

−0.175

−16.36

90°

1.171

1.170

0.001

0.06

Fig.17 - Confronto tra i valori di spessore calcolati e misurati per differenti angoli di misura / Comparison between calculated and measured thickness values at different angles. La deviazione del modello dagli esperimenti (sottostima

mento più uniformemente distribuita. Per questo motivo,

massima del 16.36%) si riscontra per l’angolo pari a 67.5°.

le deformazioni e l'assottigliamento avranno luogo su

Tale variazione è probabilmente correlata alla presenza nei

una superficie più ampia e non porteranno al cedimento

test sperimentali di un elemento di supporto alla piega del

del componente. Ad ogni modo, l'accuratezza riscontrata

macchinario (il booster) che non è stato invece considerato

tra modellazione e prove sperimentali deve considerar-

nel modello di simulazione. L'effetto booster nel proces-

si buona e abbastanza promettente, poiché la variazione

so di deformazione industriale è quello di accompagnare

tra i valori calcolati e sperimentali per angoli sotto ai 45°

il tubo durante la piegatura, evitando inopportune defor-

è inferiore al 15%. Inoltre, il fatto che il modello sembri

mazioni causate dall'attrito tra l'elemento e la macchina.

sottostimare i valori di spessore, consente di considerare i

L’azione del booster influisce inoltre anche sulla distribu-

suoi risultati conservativi rispetto al comportamento reale.

zione dell’assottigliamento causato dalla deformazione. È

Un’ipotesi di miglioramento del modello consiste nell’im-

infatti facilmente intuibile che il tubo supportato dal boo-

plementazione al suo interno dell’effetto offerto dal boo-

ster in fase di piega avrà una distribuzione dell’assottiglia-

ster per aumentare le performance del processo di piega,

La Metallurgia Italiana - settembre 2020

pagina 52

Scientific papers - Stainless steel anche se tale strumento non viene sempre utilizzato.

processo di piega. Infatti, mantenendo costanti le condizioni operative, l'aumento dallo spessore 1.0 mm

CONCLUSIONI

allo spessore 1.8 mm comporterà una riduzione delle

E’ stata analizzata l'influenza dei parametri geometrici e

sollecitazioni interne del -6%, del -3% per l'assotti-

operativi sul processo di piega di tubi in acciaio inossi-

gliamento e del -13% in FLD percentuale, a dispetto

dabile ferritico AISI 441. Simulazioni numeriche hanno

comunque di un maggior costo e maggior impatto am-

permesso di studiare l'influenza di ciascun parametro, sia

bientale del materiale.

operativo che geometrico, sui risultati finali. Una prima

• Le simulazioni mostrano come il rapporto R / D sia il

verifica sperimentale in un caso selezionato ha permesso

parametro più importante nel processo di piega. Un

di verificare quanto emerso dalle simulazioni.

aumento da 1.0 a 1.5 comporta una riduzione del 30% nell'assottigliamento e un aumento del 60% in termini

Dalle analisi svolte si può concludere che:

di fattibilità di processo.

• Diametro: considerando gli stessi parametri in input e

• Il confronto tra calcolo numerico e risultati sperimen-

mantenendo costante il rapporto R / D=1, un aumento

tali ha dimostrato che il modello è uno strumento utile

del diametro nell’intervallo tipico del settore automo-

per prevedere e progettare correttamente i processi di

bilistico (40 ÷ 60 mm) comporta una variazione del -9%

deformazione plastica industriale. La validazione spe-

in termini di stress interni valutati secondo il criterio di

rimentale ha evidenziato una deviazione massima del

von Mises. L'assottigliamento del tubo diminuisce del

modello dal caso sperimentale del 16,36%. Tale varia-

-4% e le caratteristiche di fattibilità del processo mi-

zione è probabilmente correlata alla presenza nei test

gliorano. La percentuale che raggiunge il limite di for-

sperimentali di un booster, non incluso nel modello di

mabilità diminuisce del -20%. La scelta del diametro è

simulazione. Il modello può comunque ancora esse-

da ritenersi importante per la fattibilità del processo.

re migliorato implementando il booster all’interno di

• L'aumento dello spessore implica, come quello del

esso affinando le approssimazioni introdotte in fase di

diametro, una maggiore sicurezza per il successo del

definizione del materiale.

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Plastic deformation of AISI 441stainless steel tubes for automotive applications: analysis of forming parameters Welded stainless-steel tube is a component mainly devoted to the automotive industry. Its manufacturing process needs to follow specific requirements based on reference standards. This calls for a predictive analysis able to face with some critical issues affecting the forming process. Following to this, a model was adopted taking into account the tube geometrical parameters, able to describe the deformation process and define the best industrial practices. In this paper, the effect of different process parameters and geometric constraints on ferritic stainless-steel pipes deformation is studied by finite element method (FEM) simulations. The model sensitivity to the input parameters is reported in terms of stress and tube thinning. The feasibility of the simulated process is assessed through Forming Limit Diagrams comparison. The comparison between calculation and experimental results proved this approach to be a useful tool in order to predict and properly design industrial deformation processes.

KEYWORDS: STAINLESS STEELS – PLASTIC DEFORMATION – MECHANICAL PROPERTIESINTS, MECHANICAL PROPERTIES, FINNED TUBE.

La Metallurgia Italiana - September 2020

pagina 55

AttualitĂ industriale - Acciai inox

Metallurgical and Mechanical Studies of ASTM A213 T22 / A240 T409 High Frequency Welded Joints M. Sadeghi, H. Sabet, S. H. Razavi

In this research, metallurgical and mechanical behavior of ASTM A213 T22 alloy steel tube and ASTM A240 T409 stainless steel coil strip was investigated by high frequency welded joints. High frequency welding have accomplished on samples by altering multiple parameters including travel speed, current of welding, electric potential and fin pitch. Metallurgical bonding of more than 90% was obtained at the weld interface when operatorsâ&#x20AC;&#x2122; machine was set on appropriate welding parameters and optimum pressure by selecting suitable fin high, fin thickness and fin pitch. Mechanical properties of welded joints determined that the average tensile strength was more than 275MPa. Hardness was not over max. 400HV and high cooling rate accompanied by water spray lead to hardness of less than 150HV at heat affected zone (HAZ) for fin) tube (. Efficient parameters not only can be used for welding bond finned tube, but also it can potentially be employed for excellent mechanical properties of joining dissimilar materials.

KEYWORDS: METALLURGICAL BEHAVIOUR, WELDED JOINTS, MECHANICAL PROPERTIES, FINNED TUBE. INTRODUCTION In the fin tube welding process, rolled steel strip is continuously welded in spiral form on the outside diameter of a tube. This type of weld is comprised of a fusion between two portions of parent metal without the introduction of a filler material [1].The weld is simply produced by heating the interfaces to be joined to a plastic state and applying pressure [2]. Finned tubes used a HRSG is the core facility of a combined cycle thermal power plant that recycles thermal energy from a gas turbine and creates high temperature and high pressure gas. [3]. Increase the rate of heat exchange in the heat recovery steam generator (HRSG) tubes, the surface area on the outside of the tubes is extended by finning [4]. A commonly employed finning process is where the fin is fabricated from strip of metal. The HRSG recovers the waste heat available in the combustion turbi-

Mohammad Sadeghi

Department of Materials Engineering, Karaj Branch, Islamic Azad University, Karaj, Iran m_sadeghi@mapnaboiler.com

Hamed Sabet

Department of Materials Engineering, Karaj Branch, Islamic Azad University, Karaj, Iran h-sabet@kiau.ac.ir

Seyed Hossain Razavi

School of Metallurgy and Materials Engineering,

Iran University of Science and Technology, Tehran, Iran hrazavi@iust.ac.ir

ne exhaust gas [5]. The recovered heat is used to generate steam at high pressure and high temperature, and the steam is then used to generate power in the steam turbine/generator [6]. In professional industries have taken an interest in

La Metallurgia Italiana - settembre 2020

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Industry news - Stainless steel being more environmentally friendly, it is important that all

ding ASTM A213 T22 steel is to use preheat and post wel-

adopt a unified standard regarding environmental preserva-

ding heat treatment (PWHT) to improve weldability [13].

tion [7].HF current welding is a solid resistance heat ener-

Wagner Ferreira L. et al. indicated that microstructure evo-

gy. The use of high-frequency current welding resistance

lution and creep properties of ASTM A213 T22 ferrite-pe-

heat generated within the work piece so that the work piece

arlite and ferrite-bainite steels after exposure to elevated

surface is heated to melt the weld zone or close to a plastic

temperatures. The observations of the ferrite-bainite steel

state, then applied upsetting force to achieve binding metal

show a more stable behaviour at the ageing temperatures

[8]. It is a solid-phase resistance welding methods, with this

and time considered. However, creep tests revealed that

technique, the fin is wound on edge around the tube spirally

the ferrite-pearlite microstructure possesses a better rup-

and a continuous weld is obtained [9]. The high frequency

ture time performance [14]. Zuback S. et al. demonstrated

resistance welding process produces a strong metallurgi-

that dissimilar joints between ferritic (ASTM A213 T22) steel

cal bond between the fin and the tube while minimizing the

to austenitic alloy (800H) and show that eliminates abrupt

heat affected zone (HAZ) in the tube [10]. Finned tubes, is to

changes in mechanical properties, microstructure, and

improve the efficiency of heat transfer, usually in the surfa-

composition with reduces carbon potential gradient [15].

ce of the heat transfer tubes by adding fins, increasing heat

Ornek C. observed the position of ferritic stainless steels

transfer tube outer surface area (or internal surface area),

(FSS) ASTM A213 T22 the lowest chromium content of all

so as to improve heat transfer efficiency purposes, such a

stainless steels in Schaeffler diagram [16].

change heat pipe. [11]. The fins greatly enhance the heat transfer surfaces, allowing the full optimization of heating

EXPERIMENTAL PROCEDURE

surfaces of the boiler, which is achieved by reducing the

Chemical composition is titanium stabilized ferritic stain-

dimensions of the boiler, and thus reducing its weight. As

less steels (FSS) cold rolled of coil strips containing about

shown in Kushima H. et al., metallographic atlas for ASTM

11% chromium shown in Table 1 (according to ASTM A240

A213 T22 steels and degradation due to long-term service

T409).

at elevated temperatures [12]. King B. performed that welTab.1 - Chemical composition (%wt) of the studied FSS coil strip and ASTM A240 T409 specification. Coil strip

FSS

0.06

0.29

0.020

0.015

0.57

11.14

0.14

0.19

ASTM A240 T409

0.08

1.0

0.045

1.0

10.50-11.75

0.50

0.50(max)

ASTM A213 T22 steels has the seamless steel for boiler,

of ferrite-pearlite steel is shown in Table 2, along with the

super heater and heat exchanger tubes. A typical analysis

ASTM A213 T22 compositional tolerances.

Tab.2 - Chemical composition (%wt) of the studied ferritic-pearlitic steel tube and ASTM A213 T22 specification. Tube

Ferritic-pearlitic steel

0.12

0.40

0.013

0.003

0.23

2.15

0.93

ASTM A213 T22

0.05-0.15

0.30-0.60

0.025(max)

0.50-1.0

1.90-2.60

0.87-1.13

Serrated finned tubes and solid finned tubes are two types

ving heat transfer in fired heaters. The important fact that

of spiral wrapped finned tubes used HF.

designers or engineers often overlook while selecting the

Solid and serrated fins are widely used solutions for impro-

fins is that serrated fins can provide larger surface area and

La Metallurgia Italiana - September 2020

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Attualità industriale - Acciai inox significantly higher fin efficiency compared with solid fins.

gy shown in Fig. 1.

The welding process currents of high frequency technolo-

Fig.1 - Manufacturing process for spiral finned tubes by HF welding machine In this research, 4 essential welding parameters including

selected by Taguchi method and welding process was per-

current, electric potential, welding speed (rotation speed)

formed according to the conditions mentioned in Table 3

and pitch were assumed as variables and 10 samples were

by “HANSUNG HFS-9488pu” HF current welding machine.

Tab.3 - HF current welding parameters of sample test.

Sample No.

ASTM A213 T22 alloy steel tube O.D x Thickness

STM A240 T409 FSS coil strip Width x Thickness

Travel Speed (RPM)

Potential, Welding (V)

Current, Electric (A)

Pitch (Fins/Meter)

38.1x2.9

17x1.2

560

10.8

12.9

126

38.1x2.9

17x1.0

540

10.5

12.3

126

38.1x2.9

17x1.2

520

11.2

13.4

180

38.1x2.9

17x1.0

520

11.0

13.1

180

38.1x2.9

17x1.2

500

11.5

13.9

240

38.1x2.9

17x1.0

500

11.4

13.8

240

38.1x2.9

17x1.2

480

11.7

14.0

276

38.1x2.9

17x1.0

480

11.8

14.2

276

38.1x2.9

17x1.0

430

12.1

14.5

305

38.1x2.9

17x1.2

460

12.3

15.1

305

After welding process, sampling was performed according

zer. The dimension of chromium-molybdenum steel tube

to international standard for tests of high frequency resistan-

for welding experiments was φ38.1x2.9mm ASTM A213 T22.

ce welded fins based on ASTM E3 and ASTM E340. Metallo-

At least 8 samples of HNO3+HCL+H2O (according to ASTM

graphy for welding bond was done by Olympus DMI3000M

E340-20) were prepared for metallography. Microstructure

optic microscope which was equipped with Image Analy-

was analyzed considering welding bond. Acceptance cri-

La Metallurgia Italiana - settembre 2020

pagina 58

Industry news - Stainless steel teria was according to standards specifications of welding

gram-force and the time was 15s in 4 connecting positions.

machine manufacturer in order to obtain a minimum of 90

Alloy steel and stainless steel samples required execution

% welding bond. Tensile strength (1 mm/min) was done by

of micro hardness test according to ASTM E384-20. The

SANTAM-STM-600. Mechanical properties such as tensile

hardness test was carried out at 3 points (Fin, HAZ, and

tests and hardness shall be performed on finned samples. A

Tube) per each sample.

section of one wrap of fin with a maximum width of 50% of bare tube diameter shall be placed in a tensile testing ma-

RESULTS AND DISCUSSION

chine with suitable grips in accordance with ASTM A370-

The microstructure ASTM A240 T409 FSS coil strips is de-

20 .The tensile strength (Min.) value of the weld applied is

monstrated in Fig. 2a. As well as Fig.2b illustrated that the

275Mpa according to ASTM A370-20. The finned tube was

microstructure of chromium-molybdenum low alloy steel

cut including more than 4 fins. The finned tube was cut with

tube is a typical ASTM A213 T22. The microstructure consi-

a proper length to include 19~25mm of fin. Tensile test was

sts of ferrite (light etching constituent) and a small amount

carried out using tensile test machine which was calibrated.

of pearlite (dark etching constituent).

Hardness test was done by DRMC-250.The weight was 500

Fig.2 - The optic microscopic (a) ASTM A240 T409 fin (b) ASTM A213 T22 tube. Phase diagram in this steel is due to production method, ac-

T409, the amount of chromium and nickel equivalent is di-

cording to CCT diagram of ASTM A213 T22 steel is shown in

splayed in Fig.4. The examined sample steel had ferrite type

Fig.3 .According to Schaeffler diagram, in FSS ASTM A240

microstructure.

Fig.3 - ASTM A213 T22 in CCT diagram.

La Metallurgia Italiana - September 2020

pagina 59

AttualitĂ industriale - Acciai inox

Fig.4 - ASTM A240 T409 in Schaeffler diagram. The optic microscope image shown in Fig.5 is relevant to

en the fin and the tube was at least 90 percent, according to

sample 100% welding bond of fin to tube joints. For mock

standard specification for high frequency electric resistance

up test, at least 8 samples were prepared for welding bond

welded finned tubes.

of fin to tube. The average width of the weld bond betwe-

Fig.5 - The optic microscope ASTM A240 T409 coil strip to ASTM A213 T22 tube and position of specimen. Furthermore, the result of Table 4 shows that on 10 avera-

parameters selected and setting on hydraulic pressure jack

ge welding samples, all of the tests meet a minimum of 90

between ASTM A240 T409 coil strips to ASTM A213 T22

percent welding bond, because of the optimum welding

tube.

Tab.4 - Average of welding bond sample. No.

Fin to tube weld bond

Result

100 %

96 %

100 %

97 %

98 %

100 %

La Metallurgia Italiana - settembre 2020

pagina 60

Industry news - Stainless steel Fig. 6 illustrated that tensile strength curves of 6 fin joints

shows the result of tensile strength (6 fin joints to tube) in

to tube and the result of tensile strength indicate that the

10 average welding samples. Furthermore, all of the sample

lowest ultimate tensile strength (UTS) was 368.23 MPa. The

tests were accepted because the average of tensile stren-

average of UTS in this case was 379.57 MPa. Also Table 5

gths were more than 275MPa.

Fig.6 - - Tensile strength tests of tube to fins according to ASTM A370-20 sample No.9. Tab.5 - Average tensile strength of welding sample. No.

Tensile strength (MPa)

Result

380.31

378.39

375.34

377.85

376.24

381.15

380.17

379.57

375.61

379.73

The results of hardness test in Table 6 indicates that the

Also the highest hardness in HAZ, ASTM A240 T409 fin 173

hardness of the samples according to the conditions indi-

HV was related to sample No. 1 and the lowest hardness

cated in table 3 at various zones. The result of hardness test

in HAZ ASTM A240 T409 fin 161 HV was related to sample

in Table 6 shows that the highest hardness in HAZ, ASTM

No.8. The most hardness variation between HAZ fin to fin

A213 T22 tube 272 HV was related to sample No.8 and the

165 HV was related to sample No. 2 and the most hardness

lowest hardness in ASTM A213 T22 low alloy steels tube 250

variation between HAZ tube to tube 169 HV was related to

HV was related to sample No.4.

sample No. 1.

La Metallurgia Italiana - September 2020

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AttualitĂ industriale - Acciai inox Tab.6 - Hardness results of various sample (HV). No.

Fin HAZ

Hardness variation of fin to fin HAZ

Tube HAZ

Hardness variation of tube to tube HAZ.

173

151

252

169

162

165

270

166

165

156

263

163

170

149

250

167

166

160

264

165

171

150

267

168

169

148

265

164

161

162

272

165

172

159

262

162

164

161

258

164

The result of hardness test indicates that Hardness was not

ASTM A213 T22 alloy steel tube and ASTM A240 T409 stain-

over max. 400HV and high cooling rate accompanied by

less steel coil strip was investigated by high frequency wel-

water spray lead to hardness of less than 150HV at heat af-

ded joints. The following conclusions can be drawn:

fected zone (HAZ) for fin) tube (according to ASTM E384-

1. Metallurgical bonding of more than 90% was obtained at

020.

the weld interface when operatorsâ&#x20AC;&#x2122; HF machine was set

We have different conditions on serrated fin tube and solid

on appropriate welding parameters and optimum pres-

fin tube types. Solid and serrated types of fin tube produced

sure.

by HF current welding depends on fin height, fin thickness

2. Mechanical properties of welded joints determined that

and tube O.D. The result of analysis show that as the lower

the average of tensile strengths were more than 275MPa.

pitch and fin thickness are selected, the higher quality of fin

3. Hardness was not over max. 400HV and high cooling

tube welding bond is achieved. On the other hand as the

rate accompanied by water spray leads to hardness of

pitch and fin thickness is reduced, the output transfer sur-

less than 150HV at heat affected zone (HAZ) for fin (tube).

face treatment in final process decreases. So for increasing

4. The best condition of solid and serrated types fin is

performance in the aspect of process design and welding

achieved by selecting 17mm fin height, 1mm fin thick-

engineering, the welding current shall be set on optimum

ness and 276 fins per meter of fin pitch.

electric potential which depends on travel speed of welding. The final verdict is that fin high of 17mm, 1mm fin thi-

ACKNOWLEDGEMENT

ckness and 276 fins per meter of fin pitch provides the best

The authors wishes to acknowledge to the MAPNA Boiler &

conditions for welding bond of finned tubes in final process.

Equipment Engineering & Manufacturing Co.

CONCLUSIONS In this research, metallurgical and mechanical behavior of

La Metallurgia Italiana - settembre 2020

pagina 62

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Scenari - Acciai inox

La Metallurgia Italiana - settembre 2020

pagina 64

Experts’ Corner - Stainless steel

Come si è arrivati alla sinterotempra (parte 3) a cura di: Gian Filippo Bocchini, consulente in metallurgia delle polveri FORNI PER SINTEROTEMPRA

Ancor più che nei processi convenzionali, in sinterotem-

cesso di sinterotempra è una versione migliorata della cor-

grado sufficiente di arrotondamento dei pori, per evitare la

Secondo la definizione di Chagnon e Trudel, [60]: “Il proretta sinterizzazione di acciai al carbonio, in cui i materiali si trasformano parzialmente o completamente in microstrut-

tura martensitica durante la fase di raffreddamento che conclude il ciclo di sinterizzazione".

Un forno continuo di produzione per la sinterizzazione di pezzi pressati presenta tre zone, con le funzioni di: • eliminazione dei lubrificanti di pressatura,

• sinterizzazione, per consolidare il materiale “al verde” attraverso processi di diffusione,

• raffreddamento lento, sotto atmosfera protettiva, fino a

temperatura inferiore a quella di possibile ossidazione del materiale in aria, all’uscita dei particolari dal forno.

In linea di principio, un forno di sinterotempra differisce da

uno di sinterizzazione solo per il suo sistema di raffredda-

mento, molto più potente, necessario per ottenere la microstruttura desiderata. Le fasi “unitarie” della tabella II sono

ancora valide, ma la potenza di raffreddamento, sotto 850

°C, deve essere maggiore. Per quanto riguarda la sezione di

sinterizzazione, una zona di ripristino del carbonio è necessaria solo se l'atmosfera protettiva è endogas. Nel caso di atmosfere costituite da miscele H2/N2, può essere necessa-

ria l’aggiunta di piccole quantità di gas carburanti, in un determinato campo di temperatura, per compensare possibili decarburazioni di zone superficiali. La zona di ripristino del

carbonio potrebbe essere utilizzata anche per arricchire di

pra le condizioni di sinterizzazione dovrebbero favorire un fragilità tipica dei materiali ad alta resistenza localmente in-

deboliti da pori a spigoli vivi o poco arrotondati. Secondo

German, [61], "... una porosità con spigoli vivi rientranti, una possibilità per i contorni di particelle di polvere scarsamente sinterizzate, può essere vista, più correttamente, come

l’innesco di cricche o lesioni in esercizio. La geometria dei

pori può essere modificata da variazioni del ciclo di sinte-

rizzazione, quali un aumento del tempo di permanenza a temperatura, o una temperatura più elevata, grazie alle quali

la forma dei pori diventa più arrotondata, con conseguente miglioramento della resistenza, della durata a fatica, della

resistenza alla frattura". Affermazioni simili sono state fatte da Esper e Sonsino, [62], secondo i quali: "Si deve osserva-

re che con l’aumento della durezza aumenta la sensibilità all’intaglio e, di conseguenza, la resistenza a fatica diminui-

sce in presenza di intagli”. L'effetto d’incremento della tensione, nelle valutazioni di Esper e Sonsino, è conseguen-

za d’intagli esterni, ma, secondo la teoria dell’elasticità, il rapporto tra il raggio tipico dei pori e la distanza media tra

pori adiacenti può essere considerato come una misura

dell’effetto d’intaglio interno generato dai pori. Quest'ultima osservazione conferma la fondamentale importanza di

un adeguato grado di sinterizzazione quando si elaborano dei materiali da sinterotempra. Inoltre, per evitare rischi di fragilità, non sono consigliabili densità inferiori a 6,8 g/cm3.

carbonio le zone superficiali di particolari pressati utilizzan-

Per quanto concerne le esigenze dell’atmosfera, le intera-

modo, sarebbe possibile produrre anche materiali sintero-

già molto tempo fa da Koebel, [37]. Successivamente, Dur-

do miscele di polveri a basso tenore di carbonio; in questo temprati con gradienti controllati di carbonio, analoghi a

quelli carbocementati, combinando così elevata durezza e resistenza in superficie con tenacità al cuore relativamente

buona. Poiché la distensione della martensite appena formata è obbligatoria, o perché potrebbero essere previsti

altri trattamenti, le parti finali di forni per sinterotempra possono essere modificate, aggiungendo una sezione terminale abbastanza lunga, con controllo della temperatura, per una distensione immediata.

La Metallurgia Italiana - September 2020

zioni fra atmosfera e metalli sono state analizzate e discusse daller, [38], pubblicò un articolo esauriente sulle atmosfere

controllate, mentre Kaufman, [63], descrisse con chiarezza le modifiche da apportare ai comuni forni di sinterizzazione

per la corretta elaborazione di acciai in atmosfere di endogas. La termodinamica delle interazioni fra atmosfere controllate e metalli o leghe ferrose è stata analizzata e descritta da Bocchini e De Cataldis, [34], Mosca e Porchia, [35], e

Beiss [36], che ha pubblicato delle versioni aggiornate dei classici grafici nei quali il potenziale di carbonio di materiali

pagina 65

Scenari - Acciai inox ferrosi è diagrammato in funzione del punto di rugiada, o

della percentuale di CO2, o della forza elettromotrice di una

sonda a ossigeno. Tutte le indicazioni disponibili, ovviamente, sono valide anche per acciai da sinterotempra.

Per quanto riguarda poi la velocità di raffreddamento neces-

saria per ottenere la formazione di martensite, essa dipende

dal contenuto di elementi di lega e dall’entità della diffusio-

ne, nel caso di polveri miscelate o parzialmente prelegate. Secondo Ferguson, [64], "una microstruttura ottimale per un materiale sinterotemprato dovrebbe presentare più del

90% di martensite nelle zone superficiali e non meno del 70% di martensite al cuore." Per ottenere costantemente

queste caratteristiche la velocità di raffreddamento deve essere superiore a 1 °C/s. Questo limite inferiore sembra

confermato da diversi altri autori, i quali affermano che la limitata disponibilità di risultati sperimentali impone una

certa prudenza, tanto da far considerare meno rischiosa la progettazione di forni per sinterotempra capaci di una ve-

locità di raffreddamento di almeno 2,5 ÷ 3 °C/s. Tuttavia, il voler stabilire una determinata velocità minima di raffredda-

mento, idonea a garantire la sinterotempra con successo (a

meno che, per esempio, non si impongano 20 °C/s) rimane,

comunque, rischioso. Oltre all'importanza, già evidenziata,

del rapporto superficie/volume dei pezzi da indurire, con-

frontando le figure 36, 37 e 38, pubblicate dalla Höganäs, [65], si possono trovare altri motivi di perplessità. Esse mo-

strano notevoli differenze tra materiali, differenze raccolte nella tabella VIII, la quale indica che, nel caso più favorevole

fra quelli studiati, la velocità media di raffreddamento deve superare 7,5 ° C/s. Con modeste variazioni verso compo-

sizioni a maggiore temprabilità, per esempio solo aumentando il contenuto di C, si può formare il 90% di martensite

già a velocità di raffreddamento dell’ordine di 3 ÷ 5 °C/s. Le figure 39 e 40, tratte rispettivamente da Maroli et alii e [66]

e da Karamchedu, [67], confermano questa possibilità. Se il tenore di carbonio è limitato a 0,3%, la velocità critica di

raffreddamento sale a circa 7 °C/s, come mostra la figura 41, tratta da M. Joahnsson, [68].

Alcune indicazioni puramente qualitative sulla temprabilità

di acciai sinterizzati, a diversi tenori di lega, sono state fornite anche da Julien e L’Espérance, [69], e da Lindskog, [70].

Tab.8 - Velocità di raffreddamento e frazione di martensite Composizione chimica, % in peso

Velocità di raffreddamento, (°C/S), necessaria per formare

50% di martensite

70% di martensite

90% di martensite

1.5(1)

0,4

resto

0.5(1)

3,0(1)

0,3

resto

7.5

2,0(2)

0,4

resto

1.5(1) (1) prelega; (2) diffusion-bonded.

Fig.36 - Ripartizione di fasi in funzione della velocità di raffreddamento. Polvere prelegata (1,5% Mo), mescolata con 0,4% di carbonio. Sinterizzazione a 1120 °C, per 30 minuti. Da Höganäs AB, [22], ridisegnata

La Metallurgia Italiana - settembre 2020

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Experts’ Corner - Stainless steel

Fig.37 - Ripartizione di fasi in funzione della velocità di raffreddamento. Polvere prelegata (3.0 % Cr,

0,5% Mo), più 0,4% di carbonio. Sinterizzazione a 1120 °C, 30 min. Da Höganäs AB, [22], ridisegnata.

Fig.38 - Curve CCT di un acciaio sinterizzato da polvere prelegata (1,5% Mo), mescolata con 0,4% di carbonio. Sinterizzazione a 1120 °C, per 30 minuti. Da Joahnsson, [68], con traduzioni.

Fig.39 - Ripartizione di fasi in funzione della velocità di raffreddamento. Polvere ibrida (1,5% Mo, prelega, e 2,0% Cu, diff. -bonded), mescolata con 0,4% di carbonio. Sinterizzazione a 1120 °C, per 30 minuti. Da Karamchedu, [67], ridisegnata.

La Metallurgia Italiana - September 2020

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Scenari - Acciai inox

Fig.40 - Ripartizione di fasi in funzione della velocità di raffreddamento. Polvere ibrida (1.5% Mo, prelega, e 2.0% Cu, diff.-bonded), mescolata con 0,6 o 0,8% di carbonio. Sinterizzazione a 1120 °C, per 30 minuti. Da Karamchedu, [67], ridisegnata .

Fig.41 - Ripartizione di fasi in funzione della velocità di raffreddamento.

Polvere prelegata (3.0 % Cr, 0.3% Mo), con 0,3% C. Sinterizzazione a 1120 °C, per 30 min. Da Joahnsson, [68], ridisegnata.

In Figura 42, sulla base dei dati forniti da I. Cremer, [74], si

forno di sinterizzazione convenzionale. Sulla stessa figura,

confrontano le curve di raffreddamento, determinate spe-

sono tracciate le linee a ve locità di raffreddamento co-

rimentalmente, dopo sinterizzazione normale o nel caso

stante. Le dimensioni delle varie zone sono collegate alla

della sinterotempra. Gli andamenti sembrano di tipo lo-

lunghezza della camera di sinterizzazione. Quest'ultima, a

garitmico (in conformità alla legge di Newton), ma con un

sua volta, deve garantire che i particolari, restino almeno

cambiamento improvviso da scambio di calore per irrag-

per 20 minuti alla temperatura di sinterizzazione.

giamento a scambio di calore per convezione, nel caso del

La Metallurgia Italiana - settembre 2020

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Experts’ Corner - Stainless steel

Fig.42 - Curve di raffreddamento dopo sinterizzazione. Confronto fra forno normale o di sinterotempra. Da Cremer Thermoprozess-anlagen, [74]. Segmenti di retta a gradienti termici costanti.

Come regola generale, poi, la lunghezza della zona di de-

Con questa configurazione "multiuso", il forno può esse-

stearificazione dovrebbe essere almeno il 70% di quella

re utilizzato anche per cicli di sinterizzazione tradiziona-

della zona di sinterizzazione, per assicurare l’eliminazione

li, semplicemente non mettendo in funzione il sistema di

completa del lubrificante di pressatura.

raffreddamento rapido. La sinterotempra è spesso definita

È opportuno ricordare che la rimozione del lubrifican-

come un processo in un solo passaggio. In linea di princi-

te dovrebbe avvenire lentamente sotto i 300 ° C e molto

pio l’affermazione è corretta.

velocemente tra 400 e 600 ° C. La lunghezza della zona

Tuttavia, poiché la struttura che si ottiene alla fine del ciclo

di ripristino del carbonio – quando necessaria – potrebbe

è prevalentemente o completamente martensitica, è indi-

essere ottenuta per calcolo, considerando la cinetica di

spensabile la distensione, per evitare problemi di fragilità

diffusione e le caratteristiche fisiche delle diverse sostan-

o eccessiva dispersione delle proprietà meccaniche. In

ze gassose. In molti casi reali sono state fatte delle espe-

questo modo, la presenza di una ulteriore zona, destina-

rienze positive con lunghezza della camera di ripristino

ta alla distensione, rappresenta uno sviluppo tecnico dei

del carbonio almeno pari a circa 2/3 di quella della zona di

forni per sinterotempra. Questa sezione, attrezzata con

sinterizzazione.

controllo della temperatura e fornita di elementi riscaldan-

La lunghezza della zona di raffreddamento rapido deve

ti, deve essere situata dopo la zona di raffreddamento ra-

essere calcolata considerando la velocità del nastro e il

pido, e dopo un’adeguata diminuzione della temperatura

gradiente termico voluto in raffreddamento, cioè la cur-

sotto Ms. La sua lunghezza deve essere calcolata in modo

va termica dei pezzi. Il sistema di raffreddamento rapido

da far permanere i pezzi, per almeno un’ora, a temperatura

di solito è tendenzialmente progettato per raggiungere un

di almeno 200 °C. L’aggiunta di una sezione di distensione

gradiente medio superiore ad almeno 5° C/s tra 800° C e

può implicare la presenza di una seconda zona di raffred-

300° C. La presenza di una sezione di raffreddamento ra-

damento rapido, per abbassare la temperatura dei pezzi,

pido consente una notevole riduzione di lunghezza della

dopo distensione, da 200 °C a meno di 50 °C, prima della

zona destinata al raffreddamento, che per raffreddamento

loro uscita dal forno. A titolo di esempio, in figura 43 si ri-

lento, è lunga più del doppio della zona di sinterizzazio-

porta uno schema di forno da sinterotempra, con il profilo

ne Tuttavia, in previsione di utilizzo dell’impianto anche

di temperatura dei pezzi nel corso del processo. In tutto il

per la comune sinterizzazione, è preferibile mantenere la

mondo, i produttori di forni di sinterizzazione producono

lunghezza della zona di raffreddamento di tipo standard.

anche forni da sinterotempra.

La Metallurgia Italiana - September 2020

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Scenari - Acciai inox

Fig.43 - Schema di forno da sinterotempra, attrezzato con zona di distensione, e profilo termico dei pezzi. CONCLUSIONI

pra bainitica, (G. Krauss, [18]), sono prevedibili anche nuo-

La sinterotempra ha rappresentato un’innovazione sostan-

ve applicazioni in settori finora impossibili per gli acciai

ziale nel processo di sviluppo della metallurgia delle pol-

sinterizzati, con materiali non ancora normati.

veri dei materiali ferrosi. Se la forma, le dimensioni, e la

La letteratura sulla sinterotempra è veramente abbondan-

precisione dimensionale richiesta, sono compatibili, essa

te. Ogni anno, decine e decine di pubblicazioni aggiungo-

è una tecnica economicamente competitiva. I vantaggi of-

no qualche contributo alla già imponente massa di cono-

ferti sono numerosi, poiché:

scenze sull'argomento. Un elenco completo degli scritti è

• si elimina la necessità di un’operazione aggiuntiva delicata, quale è il trattamento termico;

quasi impossibile: sarebbero inevitabili tante ingiustificabili quanto incolpevoli omissioni. Pertanto, poiché la let-

• la minor drasticità del fluido di tempra riduce le distor-

teratura elencata in bibliografia permette già di acquisire

sioni e consente un miglior controllo delle dimensioni,

una buona conoscenza sulla sinterotempra, non si ritiene

con diminuzione dei campi di dispersione;

opportuno aggiungere altri riferimenti, anche se molto va-

• la distensione in aria dei pezzi sinterotemprati non crea i

lidi, all'elenco che conclude il lavoro.

problemi di quella da eseguire su particolari temprati in olio. Questi ultimi, infatti, conservano nei pori notevoli

APPENDICE

quantità di olio. Se, come di solito avviene, è richiesta una temperatura di distensione di almeno 200 °C, sono

NOTE SU CONDUCIBILITÀ E DIFFUSIVITÀ TERMICHE

necessari dei trattamenti di sgrassaggio o di crackizza-

DI MATERIALI METALLICI SINTERIZZATI, POROSI

zione dell’olio per evitare problemi ambientali;

Nelle figure 44 e 45 si riportano due immagini SEM di po-

• i pezzi sinterotemprati non richiedono lavaggi prima di

rosità di campioni di ferro sinterizzato, cortesemente for-

varie operazioni di finitura, quali, ad esempio, i tratta-

nite da Brian James (già dirigente della Hoeganaes Corp.).

menti galvanici.

Le immagini sono state ottenute dopo impregnazione di

I principi fondamentali del processo, dalla composizione

pezzi sinterizzati con resina resistente agli acidi e succes-

chimica della polvere base all’effetto del contenuto di car-

siva dissoluzione in acido della frazione metallica. Nelle

bonio, dall'influenza della porosità alle esigenze di veloci-

figure 46 e 47 si riportano, per confronto, due immagini

tà nel raffreddamento, sono ora disponibili e diffusamente

di porosità riprese al microscopio ottico, con indicazioni

conosciuti per poter fare delle scelte progettuali pondera-

delle densità, [72]. Ogni possibile modelizzazione della

te e favorevoli. Anno per anno, la crescita della domanda e

rete di materiale metallico attraverso il quale si propaga

delle applicazioni ha confermato l'ottimismo già espresso

il calore (o si trasmettono cariche elettriche), per quanto

prima della fine del secolo scorso.

“fantasiosa”,

Grazie agli incrementi di resilienza resi possibili dalla tem-

sarà sempre una pallida simulazione delle situazioni reali.

La Metallurgia Italiana - settembre 2020

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Experts’ Corner - Stainless steel

Fig.44 - Immagine SEM di porosità del ferro

Fig.45 - Immagine SEM di porosità del ferro

Fig.46 - Ferro sinterizzato al 15% di porosità, determinata

Fig.47 - Ferro sinterizzato, con 11% di porosità, determi-

Bocchini, [44], [45]. [73], cercò di individuare i possibili

materiali porosi sinterizzati, osservando che in alcuni testi

campi di variazione della conducibilità termica relativa di

di metallurgia delle polveri era riportata la relazione

mediante analisi dell’immagine, [72].

nata mediante analisi dell’immagine, [72].

19) nella quale ks è la conducibilità, (termica o elettrica), del materiale sinterizzato, ks è la conducibilità, (termica o elettrica), dell’analogo materiale compatto, avente cioè la stessa composizione chimica e lo stesso stato strutturale,

La Metallurgia Italiana - September 2020

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Scenari - Acciai inox ε è la porosità del materiale sinterizzato. La relazione (18) implicitamente presuppone un modello a

pone che il trasporto di calore debba avvenire secondo la

conduttori lineari, in parallelo, uno solo dei quali agisce ef-

parte di destra della stessa figura, si arriva alla conclusione

ficacemente nel processo di conduzione del calore, è rap-

che gli strati si gas interposti fra quelli metallici bloccano

presentata nella parte di sinistra della figura 48. Se si sup-

ogni scambio termico.

Fig.48 - Schema di alternanza stratiforme pieni-vuoti. Di conseguenza, per ovvi motivi fisici, la relazione (19) non è corretta, e deve essere 20) con n < 1/ε.

metallica e con kg la conducibilità termica del gas, presen-

Se indichiamo con km la conducibilità termica della parte

te nei pori possiamo ammettere che sia 21)

Poiché la relazioni tra grandezze non sono molto forti

lore) fra granuli contigui saldatisi in sinterizzazione, sono

(avremmo scritto >>), dobbiamo tentare un approccio di-

di forme e sezioni variabili e di estensioni dipendenti dal

verso. Le figure 44, 45, 46, 47 mostrano che la distribuzio-

processo di sinterizzazione.

ne spaziale della porosità è difficilmente riconducibile ad

Possiamo allora ipotizzare che un modello presumibil-

un modello ideale e caratterizzata da tortuosità e variazioni

mente "più aderente alla molteplicità della situazioni reali"

di sezioni, sia dei pieni che dei vuoti.

sia individuato dalla relazione

Inoltre, le superfici di contatto (e di trasmissione del ca22) nella quale: αm è un parametro che tiene conto della tortuosità dei percorsi nella frazione del metallo (αm < 1), αe è un parametro che tiene conto della tortuosità dei percorsi nella frazione porosa (αe < 1), Da un punti di vista fisico, sembra lecito ritenere che sia

La Metallurgia Italiana - settembre 2020

pagina 72

Experts’ Corner - Stainless steel 23) nella quale è un fattore di proporzionalità, adimensionale, fra tortuo-

Date le disuguaglianze approssimate (21) e considerando la (23), la relazione (21) può essere scritta come

sità dei percorsi e densità.

24) Poiché deve essere

25)

e anche

25 bis)

nonché

26)

Per valori piccoli di ε (orientativamente inferiori a 0,2) la relazione (24) diventa

27) In prima approssimazione, si può ammettere che le rela-

nelle porosità conduce calore ma non corrente. Analoga

zioni (19) e (27) definiscano i valori limite, superiore ed in-

limitazione potrebbe valere per la trasmissione del calore

feriore, del campo di variazione della conducibilità termica

nel vuoto. Le differenze, presumibilmente, sarebbero una

del materiale sinterizzato, in funzione della porosità ε. A

sfida per gli eventuali sperimentatori. In base alle conside-

rigore, non si potrebbe dire che la stessa relazione possa

razioni che precedono, si può ammettere che per e < 0,2,

valere per la conducibilità elettrica, poiché il gas presente

sia

28)

Mediante la relazione (28) è stata ricavata la figura (49). Le

teratura, con una tendenza all’addensamento nella zona

sue indicazioni trovano conferma nei dati riportarti in let-

centrale.

La Metallurgia Italiana - September 2020

pagina 73

Scenari - Acciai inox

Fig.49 - Conducibilità termica relativa dei materiali metallici porosi in funzione della porosità ε. Per quanto riguarda la diffusività termica di materiali sin-

• Serie 1: ferro semplice, sinterizzato a 1160 °C per mez-

un’indagine sperimentale effettuata con il cosiddetto “flash

• Serie 2: ferro semplice, sinterizzato a 1260 °C per un’ora,

terizzati, Bocchini et al. [73], hanno pubblicato i risultati di method”. I materiali sinterizzati indagati sono stati:

z’ora,

• Serie 3: prelega 1,4 % Cr, 0,8 % Mo, 0,4 % Ni, 0,5% C, sinterizzata a 1160 °C per mezz’ora,

• ferro semplice codice 1

• Serie 4: prelega 1,4 % Cr, 0,8 % Mo, 0,4 % Ni, 0,5% C, sin-

• prelega (3,0 % Cr, 0,5% Mo, 0,35% C), codice 3.

• Serie 5: prelega 3,0 % Cr, 0,5% Mo, 0,35% C, sinterizzata

• prelega (1,4 % Cr, 0,8 % Mo, 0,4 % Ni, 0,5% C), codice 2, • I risultati sono presentati nella figura 50, con la seguente corrispondenza:

terizzata a 1260 °C per un’ora, a 1260 °C per un’ora.

Nella figura 50 sono riportati i valori medi rilevati.

Fig.50 - Diffusività termica di materiali ferrosi sinterizzati. Riferimenti: come indicato sopra.

Dall’andamento dei valori si possono trarre alcune indicazioni significative:

• una forte dipendenza dalla composizione chimica, • una chiara influenza della densità,

• una certa influenza della temperatura di sinterizzazione.

I dati mostrano anche che la diffusività rilevata nel senso della

pressatura è leggermente più alta di quella misurata ortogo-

nalmente, con differenze dell’ordine di pochissime unità per cento. Per quanto concerne l’influenza della composizione

La Metallurgia Italiana - settembre 2020

chimica, in particolare per l’effetto negativo del cromo, ben noto da tempo, si riportano alcuni dati disponibili su Internet: • diffusività del ferro: α= 22,8 x 10-6 m2/s,

• diffusività dell’acciaio AISI 1010: α= 18,8 x 10-6 m2/s,

• diffusività di acciai semplici (C < 0,4 %): α= 12 – 15 x 10-6 m2/s,

• diffusività dell’acciaio UNI C100: α = 11,72 x 10-6 m2/s,

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La Metallurgia Italiana - settembre 2020

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I. Cremer, Cremer Thermoprozessanlagen GmbH, Auf dem Flabig, Düren, Konzendorf, Germany. (Comunicazione privata, dicembre 2012)

La Metallurgia Italiana - September 2020

pagina 77

PUBBLIREDAZIONALE FINK & PARTNER GmbH: from a brilliant idea to an international company.

The story of LIMS software solutions made in Germany since 1992. Edited by: Philip Mรถrke and Anna Freddi

Have you ever heard of the [DIA] software for analysis management? [DIA] means "database for integrate analysis manage-

ment" and is the laboratory software developed by the German company Fink & Partner GmbH. Fink & Partner GmbH is an international company that has affirmed itself

on the global market. In fact, we can count around 6.000 software installations all over the world.

[DIA] has been a leading software in quality management

for more than 30 years. "From database for integrating analysis management," our software becomes later "laboratory, information management system," also known LIMS software is an efficient solution for the laboratory.

as LIMS. As a matter of fact, we now call [DIA] [FP]-LIMS.

You should consider LIMS software as your lab assistant, which takes care of almost everything: data organization and evaluation, samples track, laboratory, and workflows management.

Why laboratory software? Since 1992 Fink & Partner GmbH is

an affirmed German software developer founded by Hans-Jochen Fink

and Peter Niemann. Niemann worked for four years for the laboratory equipment

manufacturer

Spectro

Spectro Analytical Instruments, where he could familiarize himself with

data measurement systems. There, Niemann could learn how data are managed and edited. Since he already knew which methods were essential

to analyze measurement data and samples, he could develop specific software to manage and track them. This is how Fink & Partner GmbH was born.

Thanks to our many years of experience in the laboratory field and strong partnerships with lab equipment manufacturers, we have been improving and optimizing our software solution for specific workflows and lab-teams' needs. As we

already said, the [FP]-LIMS product family comes from the [DIA]-Analysis-Management, better known as [DIA]-2000.

To the new family-products belong LIMS and CAQ software features, which allow our software to support even more complex workflows, such as development and use of production recipes. La Metallurgia Italiana - settembre 2020

pagina 78

However, what makes our LIMS software solution unique? [FP]-LIMS disposes of a modular structure, which allows us to make our solution more customizable: analysis ma-

nagement, quality inspection, recipe management, ICP,

input dialog, ERP – communication with a certified interface to SAP S/4HANA® – and web interface are relevant modules of [FP]-LIMS. What are the purposes of a mo-

dular structure? First, the modules enable you to have a

wide range of combinations, second, you can have a quick start avoiding high costs.

Which are the application fields of our [FP]-LIMS? [FP]-LIMS is a very flexible and practical solution for your laboratory. Thanks to our many years of experience, we can adapt and optimize our solutions for many fields of

applications. We design solutions not just for chemistry and testing lab, but we are also strong in the metallurgi-

cal area of use. As a matter of fact, Fink & Partner comes from the metallurgical sector, and we are specialized in

aluminum, metal trade, foundry, steel, refining metals, and non-ferrous metals.

Thirty years in hindsight with [DIA] and [FP]-LIMS – Fink & Partner GmbH is an international company with more than 6.000 software installations worldwide: our LIMS

software solutions are more than just laboratory software.

In fact, in only one solution, you can manage your data, track your sample, or even organize your laboratory workflows.

For further information check out our website: https://www.fp-lims.com/it/ or just e-mail us: sales@fp-lims.com

La Metallurgia Italiana - September 2020

pagina 79

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 - 29 settembre e 1-6 ottobre PRESSOCOLATA IN PILLOLE - DIFETTI: POROSITA' DA RITIRO - 23 ottobre MICROSCOPIA ELETTRONICA IN PILLOLE - Principi di base ed utilità della microscopia elettronica per la metallurgia Corso METALLURGIA DI BASE PROPEDEUTICO AI TRATTAMENTI TERMICI - 27-28 ottobre e 3-4-10 novembre FORMAZIONE E AGGIORNAMENTO IN AULA Corso ANALISI CHIMICHE (*) – Milano, 14-15 ottobre Giornata di Studio STAMPAGGIO: PROPRIETÀ MECCANICHE, TRATTAMENTO TERMICO E MECCANISMO DI DANNEGGIAMENTI (*) – Ivrea c/o Confindustria Canavese, 22 ottobre Giornata di Studio RESISTENZA A FATICA DEI MATERIALI METALLICI: ASPETTI METALLURGICI ED ASPETTI INNOVATIVI (*) - Milano, 24 novembre CONVEGNI 27° Convegno Nazionale Trattamenti Termici - Genova, 18-19 novembre 2020 38° CONVEGNO NAZIONALE AIM - Napoli, 18-20 gennaio 2021 ECCC 2020 - 10th European Conference on Continuous Casting - Bari, 20-22 Ottobre 2021 RAW MATERIALS & RECYCLING - Bergamo, 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 - settembre 2020

pagina 80

Atti e notizie - AIM news

Comitati tecnici / Study groups CT ACCIAIERIA (A) CT FORGIATURA (F)

(riunione telematica congiunta del 10 giugno 2020) Consuntivo di attività svolte • Mapelli relaziona sul buon apprezzamento riscontrato dei partecipanti alle prime proposte FaReTra (Fair Remote Training) organizzate dal CT Acciaieria: il Corso “Acciai Alto Carbonio” con 63 iscritti totali, di cui oltre 40 hanno seguito la diretta streaming ed i restanti hanno richiesto le registrazioni; il Corso “Siderurgia in pillole”, con una partecipazione complessiva di 53 persone e una frequenza media alla diretta streaming di circa 15 persone; tra le lezioni più apprezzate quella dedicata alle scorie e quella dedicata a CO 2 e Idrogeno. • La GdS “Tecnologie ed innovazione nei forni ad arco”, co-organizzata con AEIT, già prevista per lo scorso febbraio, è stata erogata in modalità webinar in data 18 maggio. Oltre 60 dei 100 iscritti hanno seguito la diretta streaming, i restanti hanno ricevuto le registrazioni. Le presentazioni e i contenuti proposti hanno ricevuto un ottimo feedback. Manifestazioni in corso di organizzazione • Il corso itinerante “Macchina fusoria” (Acciaieria) viene spostato al 2021 poiché i protocolli di sicurezza implementati dalle aziende rendono molto difficoltose le visite agli impianti. • La GdS “Valvole e leghe speciali per le valvole: presente e sviluppi futuri” (in collaborazione con altri CT) rimane in calendario e comprenderà nel programma anche il tema della corrosione dei duplex. Iniziative future • È presente un delegato del CT Materiali per l’Energia, che presenta la GdS “Aspetti metallurgici e normativi delle specifiche di fornitura di materiali metallici”: la manifestazione coinvolgerà produttori di acciaio, primi trasformatori (forgiatori), costruttori (valvolieri, stampatori, caldarerie), EPC ed enti normativi. Il CT Forgiatura parteciperà con uno o più interventi alla giornata. La data deve ancora essere definita, così come la modalità di fruizione. • Si discute della possibile organizzazione di una GdS sull’idrogeno in acciaieria. Pallara è stato nominato coordinatore della giornata e porterà una proposta alla prossima riunione. Notizie dal Comitato • Sono presenti come ospiti due nuovi membri che vengono accolti, uno nel CT Acciaieria e uno nel CT Forgiatura.

CT PRESSOCOLATA (P)

(riunione telematica del 25 giugno 2020) Manifestazioni in corso di organizzazione • Il convegno internazionale “High Tech Die Casting 2020” è stato spostato al 23-25 giugno 2021, sempre a Vicenza e con il medesimo format. Titoli e riassunti devono essere inviati entro il 30.10.2020. • Viene approfondita l’idea di erogare corsi online “in pillole”, toccando specifici argomenti di difettologia con una durata di circa 60’ ciascuno. La prima di queste pillole riguarderà la “porosità da ritiro”, ed è fissata per il 16 settembre. Il CT discute dei dettagli relativi alla erogazione del corso. • Il coordinatore Valente conferma il corso “Fatica Termica” per il 3-4 marzo 2021 presso il KmRosso vicino a Bergamo. Restano da definire alcuni dettagli del programma prima di poter presentare la locandina. • La GdS “Zama HPDC 2021” si svolgerà presso Metalcom il 16 aprile 2021. È stata definita la bozza del programma. Iniziative future • Per la GdS “Sostenibilità nelle fonderie HPDC” Assofond ha confermato la disponibilità a dare supporto nell’organizzazione. Zambelli sarà coordinatore della GdS insieme ad un team che, per la prossima riunione, stabilirà gli argomenti da proporre. • La GdS “Getti Strutturali” si potrebbe tenere nell’autunno 2021 presso Idra. Valente anticipa una bozza di locandina con possibili temi e relatori. Durante la discussione si valuta la possibilità di modificare l’evento da GdS in Corso di due giorni, per approfondire opportunamente il tema dei pezzi strutturali ed inserire eventualmente qualche visita a stabilimenti.

CT CORROSIONE (C)

(riunione telematica del 1 luglio 2020) Consuntivo di attività svolte • La GdS “Corrosione sotto sforzo e infragilimento da idrogeno nelle applicazioni petrolchimiche” è stata organizzata in collaborazione con NACE Italia in modalità webinar in data 26 giugno 2020. La Giornata ha avuto 46 partecipanti. Il questionario di gradimento, compilato da circa 20 persone, ha evidenziato un il giudizio generale tra buono e ottimo, e sono stati anche suggeriti possibili temi per un future manifestazioni. Manifestazioni in corso di organizzazione • La manifestazione “Giornate Nazionali sulla Corrosione e Protezione” si terrà a Torino dal 30 giugno al 2 luglio 2021.Si attende la conferma da parte del Politecnico per la disponibilità e la capienza delle aule. Vengono poi esaminate le collaborazioni e i patrocini di altre associazioni e infine le tematiche delle varie giornate, approvate da tutti i presenti. • Il presidente Bolzoni sollecita lavori per l’organizzazione di una sessione “Corrosione” al Convegno Nazionale AIM di Napoli del gennaio 2021.

La Metallurgia Italiana - September 2020

pagina 81

Atti e notizie - AIM news

Comitati tecnici / Study groups Iniziative future • Diversi eventi AIM coinvolgono membri del CT Corrosione con interventi e partecipazioni a vario titolo. Notizie dal Comitato • La commissione giudicatrice nominata dallo Science and Technology Advisory Committee della EFC - European Federation of Corrosion - ha assegnato per il 2020 la prestigiosa medaglia Cavallaro al prof. Fabrizio Zucchi. Si tratta di un ambito premio che sarà consegnato durante la prossima edizione delle Giornate Nazionali sulla Corrosione e Protezione, a Torino. • Un nuovo membro del CT è stato accettato in sostituzione di un collega dimissionario.

CT AIM / ASSOFOND – FONDERIA (F) (riunione telematica del 23 luglio 2020)

Manifestazioni in corso di organizzazione • Il 35° Congresso di Fonderia si terrà nelle date previste (12 e 13 novembre 2020) ma sarà diffuso in modalità webinar, dato il persistere della situazione emergenziale sanitaria. Il CT discute delle modalità di attuazione di questo nuovo sistema, completamente diverso dai precedenti e pertanto ritiene necessario regolamentare tempi e modalità delle presentazioni. I dettagli saranno definiti nella prossima riunione del CT, anche in base al numero di memorie pervenute (al momento sono 12).

La Metallurgia Italiana - settembre 2020

pagina 82

Atti e notizie - AIM news

Assegnata la medaglia Cavallaro al prof. Fabrizio Zucchi La commissione giudicatrice nominata dallo Science and

Technology Advisory Committee della EFC - European Federation of Corrosion - ha assegnato per il 2020 la prestigiosa medaglia Cavallaro al prof. Fabrizio Zucchi.

Il prof. Fabrizio Zucchi, laureato in Chimica presso l’Univer-

sità di Ferrara nel 1959, ha ricoperto inizialmente la catte-

dra di Chimica presso il Politecnico di Torino e successi-

vamente la cattedra di Materiali Dentari presso la facoltà di Odontoiatria dell’Università di Ferrara e dal 1991 la cattedra di Chimica presso la facoltà di ingegneria dell’Università di

Ferrara. Fino al 2016, ha a lungo tenuto, anche come professore a contratto dopo il pensionamento nel 2008, gli insegnamenti di Corrosione e Protezione dei Materiali e di

Protezione Catodica. E’ stato direttore del Centro di Studi sulla Corrosione “A. Daccò” dell’Università degli studi di Ferrara dal 2000 al 2011. E’ coautore di circa 300 pubblica-

zioni scientifiche riguardanti lo studio della inibizione della

La Metallurgia Italiana - September 2020

corrosione e della corrosione di materiali metallici in diversi ambienti.

La medaglia Cavallaro, istituita dall’Università degli Studi

di Ferrara in ricordo del fondatore del Centro Studi “Aldo Daccò”, è assegnata ogni due anni: in precedenza sono stati insigniti con questo riconoscimento diversi scienziati e ricercatori di grande valore quali Evans (1971), Pourbaix

(1975), Hoar (1977), Parkins (1985) e Smialowska (1998). In

Italia è stata assegnata, tra gli altri, al prof. Giuseppe Bianchi nel 1965 (anno di prima edizione), al prof Giordano Trabanelli nel 1983 e al prof. Francesco Mazza nel 1995.

La medaglia sarà consegnata al prof. Zucchi durante la prossima edizione delle Giornate Nazionali sulla Corrosione e

Protezione, previste a Torino a fine giugno e inizio luglio 2021.

pagina 83

Atti e notizie - AIM news

Normativa / Standards vanadio - Metodo mediante titolazione

vanadio.

inchiesta (aggiornamento 28 agosto

potenziometrica.

Norme UNSIDER pubblicate da UNI

Norme UNSIDER ritirate da UNI nei

Norme UNSIDER pubblicate da CEN

UNI EN ISO 10893-1:2020

UNI EN ISO 10893-3:2019

EN ISO 11961:2018/A1:2020

- Parte 1: Controllo elettromagnetico

Parte 3: Controllo automatizzato mediante

drill pipe - Amendment 1 (ISO 11961:2018/

flusso disperso sull'intera superficie di

Amd 1:2020).

Norme pubblicate e progetti in

Metodo

mediante

titolazione

2020)

nei mesi di luglio e agosto 2020

Controlli non distruttivi dei tubi di acciaio automatizzato di tubi di acciaio, senza saldatura e saldati (eccetto quelli ad arco sommerso), per la verifica della tenuta idraulica.

12:

Controllo

e ISO nei mesi di luglio e agosto 2020

Petroleum and natural gas industries - Steel

tubi di acciaio ferromagnetico, senza saldatura e saldati (eccetto quelli ad arco sommerso), per la rilevazione di

EN 17415-1:2020

District cooling pipes - Bonded single pipe systems for directly buried cold water networks - Part 1: Factory made pipe

Controlli non distruttivi dei tubi di acciaio Parte

Controlli non distruttivi dei tubi di acciaio -

imperfezioni longitudinali e/o trasversali.

UNI EN ISO 10893-12:2020 -

mesi di luglio e agosto 2020

automatizzato

mediante ultrasuoni dell'intera superficie di tubi di acciaio, senza saldatura e saldati (eccetto quelli ad arco sommerso) per la

UNI EN ISO 10893-8:2011

assembly of steel or plastic service pipe,

Controlli non distruttivi dei tubi di acciaio -

polyurethane thermal insulation and a

Parte 8: Controllo automatizzato mediante

casing of polyethylene.

ultrasuoni di tubi di acciaio, saldati e senza saldatura, per la rilevazione di imperfezioni

EN 17414-1:2020

misurazione dello spessore.

laminari.

UNI EN ISO 10893-8:2020

UNI EN ISO 10893-2:2011

general requirements and test methods.

Parte 8: Controllo automatizzato mediante

Parte 2: Controllo automatizzato di tubi di

EN 17414-2:2020

Controlli non distruttivi dei tubi di acciaio ultrasuoni di tubi di acciaio, saldati e senza

District cooling pipes - Factory made flexible pipe systems - Part 1: Classification,

Controlli non distruttivi dei tubi di acciaio acciaio, senza saldatura e saldati (eccetto

District cooling pipes - Factory made

quelli ad arco sommerso), per la rilevazione

flexible pipe systems - Part 2: Bonded

laminari.

di imperfezioni con correnti indotte.

system

UNI EN ISO 10893-3:2020

UNI EN ISO 10893-1:2011

Parte 3: Controllo automatizzato mediante

- Parte 1: Controllo elettromagnetico

saldatura, per la rilevazione di imperfezioni

Controlli non distruttivi dei tubi di acciaio flusso disperso sull'intera superficie di tubi di acciaio ferromagnetico, senza saldatura e saldati (eccetto quelli ad arco sommerso), per la rilevazione di imperfezioni longitudinali e/o trasversali.

with

plastic

service

pipes;

requirements and test methods. Controlli non distruttivi dei tubi di acciaio

EN 17414-3:2020

District cooling pipes - Factory made

automatizzato di tubi di acciaio, senza

flexible pipe systems - Part 3: Non

saldatura e saldati (eccetto quelli ad arco

bonded system with plastic service pipes;

sommerso), per la verifica della tenuta

requirements and test methods.

idraulica. EN 14628-1:2020

UNI EN ISO 10893-12:2011

Ductile iron pipes, fittings and accessories

UNI EN ISO 10893-2:2020

Controlli non distruttivi dei tubi di acciaio

- Requirements and test methods - Part 1:

PE coatings.

Parte 2: Controllo automatizzato di tubi di

mediante ultrasuoni dell'intera superficie

Controlli non distruttivi dei tubi di acciaio acciaio, senza saldatura e saldati (eccetto quelli ad arco sommerso), per la rilevazione

Parte

12:

Controllo

di tubi di acciaio, senza saldatura e saldati (eccetto quelli ad arco sommerso) per la

di imperfezioni con correnti indotte.

misurazione dello spessore.

UNI EN ISO 4947:2020

UNI EN 24947:1992

Acciai e ghise - Determinazione del

La Metallurgia Italiana - settembre 2020

automatizzato

EN ISO 4947:2020

Steel and cast iron - Determination of vanadium

content

Potentiometric

titration method (ISO 4947:2020). Acciai

ghise.

Determinazione

del

CEN/TR 10317:2020

pagina 84

Atti e notizie - AIM news of risers by coatings and linings - Part 2:

European certified reference materials (EURONORM-CRMs) for the determination

ISO 22605:2020

Maintenance and field repair coatings for

of the chemical composition of iron and

Refractories — Determination of dynamic

steel products.

Young’s

modulus

(MOE)

elevated

temperatures by impulse excitation of EN ISO 10893-9:2011/A1:2020

vibration.

Part 9: Automated ultrasonic testing for the

ISO 16573-1:2020

riser pipes (ISO/DIS 18797-2:2020). prEN ISO 18796-1

Petroleum, petrochemicals and natural

Non-destructive testing of steel tubes -

gas industries - Internal coating and lining of carbon steel process vessels - Part

detection of laminar imperfections in strip/

Steel — Measurement method for the

1: Technical requirements (ISO 18796-

plate used for the manufacture of welded

evaluation of hydrogen embrittlement

1:2018).

steel tubes - Amendment 1: Change

resistance of high strength steels — Part 1:

acceptance criteria (ISO 10893-9:2011/

Constant load test.

prEN ISO 35104

Amd 1:2020).

Petroleum and natural gas industries ISO 10275:2020

Arctic operations - Ice management (ISO

EN ISO 10893-10:2011/A1:2020

Metallic materials — Sheet and strip —

Non-destructive testing of steel tubes - Part

Determination of tensile strain hardening

10: Automated full peripheral ultrasonic

exponent.

35104:2018). prEN ISO 19901-5

testing of seamless and welded (except

Petroleum

submerged arc-welded) steel tubes for the

- Materials for use in H2S-containing

detection of longitudinal and/or transverse imperfections - Amendment 1: Change of ultrasonic test frequency; change of acceptance criteria (ISO 10893-10:2011/ Amd 1:2020).

Progetti UNSIDER in inchiesta prEN e ISO/DIS – luglio e agosto 2020

prEN – progetti di norma europei prEN ISO 15156-1

EN ISO 10893-11:2011/A1:2020

Petroleum

and

natural

gas

industries

environments in oil and gas production - Part 1: General principles for selection of cracking-resistant materials (ISO/FDIS 15156-1:2020). prEN 17415-3

industries

District cooling pipes - Bonded single

Non-destructive testing of steel tubes -

- Materials for use in H2S-containing

natural

gas

pipe systems for directly buried cold water

Part 11: Automated ultrasonic testing of

environments in oil and gas production

networks - Part 3: Factory made steel valve

the weld seam of welded steel tubes for the

- Part 1: General principles for selection

assembly for steel or plastic service pipe,

detection of longitudinal and/or transverse

of cracking-resistant materials (ISO/FDIS

polyurethane thermal insulation and a

imperfections - Amendment 1: Change

15156-1:2020).

casing of polyethylene.

acceptance criteria (ISO 10893-11:2011/

prEN ISO 15156-2

prEN 17415-2

Amd 1:2020).

Petroleum

of ultrasonic test frequency; change of

ISO 3087:2020

industries

District cooling pipes - Bonded single

- Materials for use in H2S-containing

and

natural

gas

pipe systems for directly buried cold water

environments in oil and gas production -

networks - Part 2: Factory made fitting

Iron ores — Determination of the moisture

Part 2: Cracking-resistant carbon and low-

assemblies of steel or plastic service pipe,

content of a lot.

alloy steels, and the use of cast irons (ISO/

polyurethane thermal insulation and a

FDIS 15156-2:2020).

casing of polyethylene.

prEN ISO 15156-3

prEN 14525

EN 16808:2020

Petroleum, petrochemical and natural gas industries - Safety of machineries - Manual elevators. EN 13480-3:2017/A2:2020

Petroleum

industries

Ductile iron wide tolerance couplings

- Materials for use in H2S-containing

and

natural

gas

and flange adaptors for use with pipes of

environments in oil and gas production -

different materials: ductile iron, Grey iron,

Part 3: Cracking-resistant CRAs (corrosion-

Steel, PVC-U, PE, Fibre-cement.

Metallic industrial piping - Part 3: Design

resistant alloys) and other alloys (ISO/FDIS

and calculation.

15156-3:2020).

EN 13480-3:2017/A3:2020

prEN ISO 18797-2

prEN 10132

Cold rolled narrow steel strip for heat Metallic industrial piping - Part 3: Design and calculation.

La Metallurgia Italiana - September 2020

treatment - Technical delivery conditions.

Petroleum, petrochemical and natural gas industries - External corrosion protection

pagina 85

Atti e notizie - AIM news ISO/DIS

–

internazionali

progetti

norma

ISO/DIS 20257-2

Installation and equipment for liquefied natural gas - Design of floating LNG

cracking-resistant materials.

applications.

Progetti UNSIDER al voto FprEN e ISO/FDIS – luglio e agosto 2020

installations — Part 2: Specific FSRU issues.

FprEN – progetti di norma europei

ISO/DIS 18797-2

FprEN ISO 10113

Petroleum, petrochemical and natural gas industries - External corrosion protection of risers by coatings and linings — Part 2:

ISO/DIS 7989-2

Steel wire and wire products — Nonferrous metallic coatings on steel wire — Part 2: Zinc or zinc-alloy coating. ISO/DIS 7788

Steel — Surface finish of hot-rolled plates

natural

gas

industries

environments in oil and gas production — Part 2: Cracking-resistant carbon and lowalloy steels, and the use of cast irons. ISO/FDIS 15156-3

Petroleum

FDIS 10113:2019)

— Materials for use in H2S-containing

and

natural

gas

industries

environments in oil and gas production —

ISO/FDIS

–

internazionali

progetti

norma

Part 3: Cracking-resistant CRAs (corrosionresistant alloys) and other alloys. ISO/FDIS 21051

ISO/FDIS 21736

Construction and installation of ductile

Refractories — Test methods for thermal

iron pipeline system.

shock resistance. ISO/FDIS 12004-1

Metallic materials — Determination of

ISO/FDIS 15156-1

industries

forming-limit curves for sheet and strip

— Materials for use in H2S-containing

— Part 1: Measurement and application of

environments in oil and gas production —

forming-limit diagrams in the press shop.

Petroleum

ISO/DIS 14737

La Metallurgia Italiana - settembre 2020

and

— Materials for use in H2S-containing

Determination of plastic strain ratio (ISO/

and wide flats — Delivery requirements.

Carbon and low alloy cast steels for general

Petroleum

Metallic materials - Sheet and strip -

Maintenance and field repair coatings for riser pipes.

ISO/FDIS 15156-2

and

natural

gas

Part 1: General principles for selection of

pagina 86

Atti e notizie - AIM news

CONFLICT MINERALS E REGOLAMENTO EUROPEO 2017/821 PERCHÈ CONVIENE ESSERE CONFORMI Il Regolamento EU 2017/821, relativo ai Conflict Minerals, è

la nuova Normativa Europea inerente ai minerali provenien-

ti da zone di conflitto che entrerà in vigore con il 1° gennaio 2021. Conosciuti come i 3TG, questi minerali vengono identificati con stagno, tantalio, tungsteno e oro, derivati da cassiterite, columbite-tantalite e wolframite.

Il Regolamento fa seguito al già esistente Dodd-Frank Act Americano, ma non ne è equivalente. Infatti, differisce sia

sul tipo di documentazione necessaria alla compliance, sia sul raggio d’azione: non considera come Paese a rischio

solo la Repubblica Democratica del Congo (e zone limitro-

fe), ma caratterizzate da conflitti, da uno stato di fragi-

lità post-bellica, o che presentano uno stato di fragilità governativa.

Il Regolamento si applica soprattutto alle aziende che importano un quantitativo di 3TG superiore alla soglia definita,

che sono sottoposte a controlli e verifiche da parte dell’Au-

torità Nazionale. E’ opportuno però che anche le aziende non obbligate raggiungano comunque la conformità al Re-

golamento poiché potrebbero rientrare nell’obbligo in secondo momento.

Per informazioni più dettagliate Scarica la GUIDA GRATUITA al Regolamento EU 2017/821 su www.conflictminerals.it

La Metallurgia Italiana - September 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