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La problematica del trattamento termico di camere chiuse

Lo spunto per l’approfondimento di una problematica sui trattamenti termici di particolari che abbiano delle camere non opportunamente forate viene da un fatto realmente accaduto all’interno della nostra azienda. Il trattamento termico di un cilindro metallico cavo lungo 172 cm con diametro 17,5 cm non opportunamente dotato di fori di sfiato dal costruttore, ha provocato lo scoppio del tubo stesso, con danneggiamento sia alla carica, che all’infrastruttura del forno.

Quantificati i danni, fortunatamente solo materiali, la priorità rimaneva l’approfondire quali fossero state le cause dell’esplosione in un trattamento termico eseguito in aria (senza atmosfera controllata e senza la presenza di gas carburante o miscele esplosive).

 

Il fatto

Nel corso di una ricottura in forno a 580°C si e verificata una rottura del forno in varie zone con danneggiamenti alle pareti interne fino allo sfondamento di una zona, si è costatato in particolare il grave danno a un rullo privo dei due tappi saldati e con un’estremità lacerata a margherita per più di metà della sua circonferenza.

 

Considerazione sull’evento

Sulla base delle osservazioni dei danni del tubo e di quelli del forno riportati nelle foto, che riconducono in ogni caso ad un aumento di pressione all’interno del rullo presente sulla carica di ricottura, l’evento può essere stato generato da:

1- Presenza di sostanze esplosive,

2- Esplosione di miscela gassosa (gas, vapori, nebbie),

3- Scoppio per raggiungimento della massima pressione di resistenza originata dalla presenza di liquidi all’interno del tubo,

4- Presenza di sostanze reattive

Lo studio realizzato da un ente specializzato in danneggiamenti generati da “fenomeni esplosivi” ha dimostrato che la causa più probabile e quella del punto 3. Di seguito un estratto di questo studio dove si elencano in modo dettagliato le cause del evento.

Per comprendere come possa essersi verificato l’incidente con il danneggiamento del tubo e del forno di ricottura riportiamo la serie degli eventi che verosimilmente lo hanno concretizzato:

il tubo contiene del liquido e/o delle polveri rimaste casualmente all’interno,

il progressivo aumento della temperatura del forno, fino a circa 580°C, genera la vaporizzazione del liquido con il valore di pressione corrispondente alla tensione di vapore. Considerando la quantità di liquido (3578 cm3) calcolata dalle tracce all’interno del tubo si può raggiungere un valore di pressione di centinaia di bar (almeno superiore a 160 bar a 345,7°C considerando il volume specifico del vapore saturo di 0,00955 m3/kg calcolato supponendo il liquido costituito da acqua, il volume del tubo pari a 34163 cm3 e il peso di acqua pari a 3578 g),

le polveri di alluminio e ossido di ferro all’interno del tubo, potrebbero essere state localizzate anche tra tappo e flangia, sono innescati dall’alta temperatura del forno, l’accensione delle polveri tenendo conto della temperatura di circa 2700°C che raggiunge la reazione tra le polveri genera un aumento significativo della pressione che fa saltare i tappi,

l’aumento di pressione tra il tappo e la flangia raggiunge valori che provocano la deformazione a ombrello rovesciato del tappo e della flangia considerando le polveri localizzate in questa zona, la pressione all’interno del tubo avendo superato quella di resistenza dei due tappi genera l’espulsione degli stessi, la fuoriuscita dell’atmosfera gassosa interna determina lo spostamento del tubo per reazione. Il tubo si sposta in direzione opposta allo squarcio della parete dato che l’estremità verso lo squarcio è tutta libera mentre l’altra estremità non è del tutto libera per la conformazione del Il tappo pur essendo stato espulso non riesce a rendere disponibile l’area di sfogo a causa della vicinanza di un altro manufatto metallico oltre ad avere attaccata anche la flangia,

l’elevato valore della pressione nella zona tra tappo e flangia un attimo prima della rottura dei tappi genera l’apertura a margherita dell’estremità facilitata anche dallo spostamento del tubo che toccando altri pezzi ha innescato alcune fratture,

il tappo dell’estremità lacerata dopo l’espulsione impatta sul pezzo vicino come chiaramente mostrano le impronte,

l’altro tappo all’estremità non lacerata impatta violentemente sulla parte inferiore del manufatto a forma di bidone producendo a sua volta con la parte inferiore opposta lo squarcio sulla parete del forno,

la fuoriuscita dell’atmosfera gassosa dal tubo genera una reazione del tubo ossia una forza che smuove il fascio dei rulli che a sua volta smuove di conseguenza tutti i manufatti vicini che essendo adiacenti alle pareti del forno rendono facile la rottura del refrattario delle pareti,

il vigoroso flusso gassoso dal tubo completa la rottura e la caduta dei pannelli di refrattario con le relative resistenze.

 

Raccomandazioni:

 – Evitare assolutamente le camere chiuse all’interno dei pezzi che devono subire trattamenti termici ad alta temperatura.

 – E un obbligo di tutti i progettisti avere la consapevolezza del pericolo, e per conseguenza controllare che i manufatti con camere chiuse non siano consegnati in trattamento termico.

 

 

Bibliografia e referenze:

[1] Relazione tecnica su cilindro cavo danneggiato – Ing. Nicola Mazzei

 

Ottoni Antidezincificanti

Ottoni Antidezincificanti: controllo della fase beta (β) residua

Ottoni Antidezincificanti: controllo della fase beta (β) residua

Si definisce dealligazione il processo di corrosione per cui il metallo più elettronegativo viene rimosso in modo selettivo, questo provoca un deposito del metallo più nobile in forma poco coerente.

 

Gli ottoni suscettibili a questo tipo di corrosione sono quelli con composizione superiore al 15 % di zinco. Questo fenomeno viene chiamato dezincificazione, in questo caso si ha, dissoluzione della lega e riprecipitazione del rame sulla superficie in strato poroso. La corrosione può continuare per dissoluzione ulteriore dell’ottone e crescita dello strato polveroso di rame.

Questo fenomeno si presenta particolarmente in acque che contengono molto ossigeno ed anidride carbonica, oppure nelle acque calme e poco mosse. La dezincificazione si presenta generalmente uniforme in acque leggermente acide a bassa conducibilità ed a temperatura ambiente; mentre l’attacco è spesso locale in acque neutre o debolmente alcaline, saline e calde.

Negli ottoni bifasici α+β la dezincificazione è più severa ed avviene più spesso in due stadi: prima viene attaccata la fase β e poi la fase α. La fase alfa (α) è una soluzione solida con reticolo fcc mentre la fase beta (β) è un composto intermetallico CuZn non stechiometrico con una struttura cristallina bcc.

 

Esiste un gruppo di leghe chiamate antidezincificanti con contenuti di zinco fino al 35%, che pur essendo ottoni  alfa (α), cioè, con fase alfa stabile a temperatura ambiente, contengono percentuali di fase beta (β) residua che compromette la stabilita a corrosione del materiale.

Le leghe utilizzate sono soggette a severi controlli per garantire la salute pubblica, e questo implica un costante aggiornamento. Ad esempio, per impieghi dove c’e contatto con acqua potabile nelle zone soggette alla norma 4MS, la lega CW602N (ADZ) è stata sostituita con la CW625N e la CW626N.

Per ottimizzare le caratteristiche di resistenza alla corrosione del materiale si prescrive un trattamento termico di ricottura successivo allo stampaggio a caldo che consente la solubilizzazione della fase beta residua per portare il materiale allo stato resistente alla dezincificazione. L’omissione di detto trattamento non consente alla lega di offrire le prestazioni antidezincificanti per cui e stata progettata.

 

Metodo di controllo della fase beta residua:

La metodologia di controllo inizia con il taglio e la preparazione dei provini, seguito di lucidatura adeguata per leghe leggere (panni di abrasione ed sospensione diamantata che permettono ottenere una superficie adatta per l’analisi con microscopio ottico). Di seguito, l’attacco chimico idoneo per evidenziare le diverse fasi con sufficiente contrasto, in questo modo, l’analisi quantitativo della immagine permette in modo obiettivo estrarre la percentuale di ogni fase in modo accurato.

 

Il laboratorio metallografico della F.lli Temponi e in grado di gestire qualsiasi problematica legata alla dezincificazione e di fornire tutta la documentazione a supporto del trattamento.

 

Bibliografia e referenze:

[1] Characterization of the Microstrutural Aspects of Machinable α-β Phase Brass – G. Pantazopulosand A. Vazdirvanidis, ELKEME Hellenic Research Centre for Metals, Athens, Greece

[2] Metallographic etching and reagents: II. For cooper alloys, nickel, and the alpha alloys of nickel – Henry S.Rawdon and Majorie G.Lorentz

[3] http://www.ing.unitn.it/~colombo/brasature/Analisi_di_laboratorio_a.htm

leghe di alluminio per pressofuzione

Leghe di Alluminio per pressofusione: Difetti e trattamento termico

1. Pressofusione: Definizione dei difetti

Durante il processo di colata ad alta pressione (HPDC sigla inglese di “High pressure die casting”), si producono difetti inerenti al processo stesso i quali sono dovuti a diversi fattori. Le proprietà finali e il comportamento meccanico sono conseguenza delle condizioni di microstruttura e dei difetti derivanti dal processo già prima del trattamento termico. Disegno dei componenti, proprietà della lega e controllo del processo sono i parametri di criticità che determinano direttamente la qualità della microstruttura ottenuta e dei possibili difetti. Ad esempio, si può considerare che nella fase di riempimento dello stampo si riscontrano alcune condizione estreme:

– Complessità del particolare che comporta una complessità dello stampo.

– Alta velocità di stampo (oltre a 120 colpi ora) porta ad un’alta velocità di riempimento dello stesso (oltre a 40 m/s) generando forti turbolenze all’interno.

– Alta velocità di raffreddamento da oltre 700 °C allo stato fuso, fino a temperatura ambiente in circa 30 secondi.

Per queste ragioni il HPDC (oltre ad altri processi di colata delle leghe di Alluminio come la colata in conchiglia per gravità) si può considerare come “un processo che genera difetti”, non solo si genera una media di scarto elevata (dal 5% al 10%), ma la tipologia la misura e l’importanza dei difetti sono diversi e sempre da valutare.

 

2. Classifica dei difetti durante la pressofusione

StaCast (New Quality and Design Standards for Aluminium Alloys Cast Products) è un progetto europeo dedicato alle fonderie d’alluminio con l’obiettivo di sviluppare una nuova classificazione dei difetti strutturali nei getti e definire i limiti di accettabilità di questi a seconda della destinazione finale prevista.

 

3. Leghe destinate alla pressofusione adatte al trattamento termico

Esistono una gran varietà di leghe di Alluminio, ma non tutte son adatte alla pressofusione e ancora meno al trattamento termico posteriore per poter portare le proprietà meccaniche idonee ed a un livello di stabilità soddisfacente.

In questo caso si prendono come riferimento due fra i maggiori produttori di leghe di alluminio per pressofusione: RAFFMETAL in provincia di Brescia, con sede a Casto, e RHEINFELDEN in questo caso tedesca, con sede nella città omonima. Tanto una come l’altra dispongono nel proprio portale di un database che permette di filtrare la ricerca fra leghe adatte alla pressofusione e, fra queste quali adatte al trattamento termico.

Queste leghe sono in maggioranza del Gruppo AlSi10Mg (EN AB ed AC 43500 AlSi10MnMg), e leghe del gruppo AlZnSiMg (EN AB ed AC 71100AlZn10Si8Mg). Nelle relative schede tecniche, si trovano le istruzioni per minimizzare il rischio di difetti durante il processo, questo evidenzia il fatto che oltre alla scelta di una lega adatta alla pressofusione, il processo stesso deve essere curato per ottenere un buon risultato pre trattamento termico.

 

4. Processo T5 e T6 secondo la norma UNI EN 1706

Il processo definito come T5 inizia in fonderia, con il raffreddamento controllato alla pressa, e segue dal trattamentista, con l’invecchiamento artificiale in forno. Il processo T6 invece, e un ciclo meramente di trattamento termico che consiste nella tempra di solubilizzazione seguita da invecchiamento artificiale in forno. La fase di trattamento termico del processo T5 e il processo T6 sono fra i cicli termici più richiesti sulle le leghe di alluminio ottenute per pressofusione. Questi trattamenti prevedono un riscaldo e un mantenimento a una data temperatura per far si che la precipitazione delle fasi come Al-Mg, la soluzione solida d’alluminio il composto AlFeMnSi, ecc. siano stabili nel tempo, senza cambiare le sue proprietà meccaniche.

Durante i trattamenti termici i particolari vengono sottoposti a cambiamenti di temperatura che producono la redistribuzione dei componenti intermetallici all’interno del materiale, ma non sono in grado di “riparare” gli eventuali difetti del getto d’origine. Il risultato finale dopo trattamento può essere totalmente inadeguato, partendo da difetti superficiali come il Blister (Difetto B2.1), fino ad arrivare a cricche interne o superficiali che possono produrre, in alcuni casi, la rottura macroscopica del pezzo dovuto alla redistribuzione dei gas residui durante il processo di pressofusione.

 

Per ottenere quindi un risultato soddisfacente, lo scambio di informazione e la collaborazione tra la fonderia e il trattamentista sono la chiave di volta. Con questo articolo il nostro laboratorio metallurgico vorrebbe dare uno spunto al Cliente per una discussione aperta con lo scopo di arrivare ad un prodotto eccellente minimizzando tempi e sprechi.

 

Bibliografia e referenze:

[1] StaCast – New Quality and Design Standards for Aluminium Alloys Cast Products FP7-NMP-2012-CSA-6-PROJECT N.319188

[2] I criteri di scelta e di trattamento degli acciai da costruzione e da utensili Volume Quinto, parte seconda – Micrografia – Cibaldi Dr. Cesare

ponte kings bridge

Come mai il ponte Kings Bridge di Melbourne si spezzò nel luglio del 1962?

Il fatto accade nel freddo mese del luglio Australiano con una temperatura esterna di 4 gradi centigradi, quando un camion di 45 tonnellate attraversò il ponte: proseguì senza intoppi per pochi metri e arrivato al secondo tratto, le 4 travi di acciaio si fratturarono, ma il ponte fortunatamente non crollò grazie alla struttura di cemento armato.

L’accaduto stupì i progettisti e tutta la opinione pubblica essendo un ponte inaugurato solamente un anno prima, infatti fu aperto al traffico nel 1961.

A quel punto affrontarono le problematiche e cercarono di capire quali fossero le cause di questo disastro e analizzarono tutto l’intero processo di realizzazione della struttura.

 

La costruzione era composta da quattro travi in acciaio parallele, lunghe 30 metri appoggiate alle estremità su molle verticali. Le travi erano rinforzate con cemento armato formando la base della autostrada. Ogni trave era a forma di I-beam. Essendo una sezione di grandi dimensioni, le ali e l’anima della trave furono costruite separatamente per dopo essere saldate.

Nell’anima si saldarono anche piastre verticali di rinforzo ogni 1,4 metri. E, per una lunghezza di 21 metri, si saldarono a macchina delle piastre di rinforzo con due cordoni di saldatura per le sollecitazioni di trazione dell’alla inferiore. La piastra inferiore finiva a cuneo e fu saldata manualmente con 3 cordoni di saldatura.

 

La rottura:

La cricca iniziò nel limite inferiore saldato della piastra dove si concentrarono le tensioni di trazione. Le 4 travi si fratturarono all’estremità sud e solo 3 all’estremità nord, sempre nello stesso punto.

 

Proprietà dei materiali:

I materiali utilizzati per la costruzione del ponte furono:

Calcestruzzo armato

Calcestruzzo armato precompresso

Acciaio BS 968, (1941) “British Standard BS 968-1941 – High Tensile (Fusion Welding Quality) Steel for Bridges, etc, and General Building Construction”.

 

Analisi della frattura:

Caratteristiche della zona termicamente alterata (ZTA)
La prima caratteristica che si osserva nella ZTA è la differenza di durezza HV. La durezza minima misurata nella ZTA dell’ala (255 HV) era un 30 % maggiore della media di durezza nella zona non alterata e la massima di 2.5 volte (485 HV). La durezza massima raggiungibile in una struttura 100 % martensitica in un acciaio simile è solo da un 10 a un 20 % della durezza della ZTA.

Zona austenitica del metallo base

Zona trasformata del metallo base

Bagno fuso

Zona austenitica del deposito

Zona trasformata del deposito

Le ZTA contengono maggiormente una struttura composta da bainite e martensite, questo è dovuto a:

Un raffreddamento veloce dopo la saldatura

Bassa velocità critica di tempra.

 

Perché si forma martensite?

Gli elementi di lega come, carbonio, manganese, cromo e nichel diminuiscono la velocità critica di tempra, favorendo la trasformazione martensitica a velocità basse di raffreddamento. La maggioranza delle saldature rispondono all’effetto degli elementi di lega con la formula seguente:

CE o carbonio equivalente e i simboli degli elementi chimici, rappresentano la composizione in percentuale di ogni elemento nella lega. Nel caso dell’acciaio BS968-1941 l’analisi chimica mostrava 0,26 %C, 1,8 %Mn e 0.25 %Cr, trovando come risultato un CE di 0,61%. In presenza di tenori di CE superiori a 0,45 %C il controllo delle temperatura di raffreddamento diventa determinante.

Le saldature eseguite con un elettrodo ad alta frequenza sulle sezioni sottili hanno una velocità di raffreddamento minore. Le velocità di raffreddamento più rapide si hanno nelle sezioni grosse con saldature a bassa frequenza. Questo effetto si riduce con un preriscaldo della zona di unione per ridurre il gradiente termico fra la zona saldata e la massa fredda dell’insieme.

 

Frattura nella ZTA:

La causa più probabile della frattura nella ZTA è la frattura intergranulare (bordo grano) a bassa temperatura dovuta all’idrogeno o frattura per infragilimento ad idrogeno.

Le saldature ad arco possono contenere quantità dissolte di idrogeno atomico (la zona fusa della unione saldata, riduce l’umidità dell’atmosfera circondante e, come conseguenza, si forma ossido di ferro e idrogeno. L’idrogeno atomico può diffondere rapidamente nel materiale in punti determinati che nel caso della martensite provoca, per coalescenza, la formazione di cricche.

Per evitare questo fenomeno esistono elettrodi con una composizione chimica bassa in idrogeno, che devono essere asciugati in forno prima dell’utilizzo.

Questo non è l’unico caso nel quale si possano verificare  fratture a fatica di unioni saldate dovute ad errori nella scelta dei materiali da utilizzare o dei metodi di processo. Le variabili da tenere sotto stretta sorveglianza sono le seguenti:

– Controllare la temperatura di preriscaldo prima della saldatura.

– La scelta di un materiale con un CE  basso che eviti la formazione di strutture fragili intorno alla ZTA.

– Processo di saldatura adeguato al materiale scelto.

Bibliografia e referenze:

[1] Report of Royal Commission into the failure of Kings Bridge, 1962

[2] I criteri di scelta e di trattamento degli acciai da costruzione e da utensili Volume 4 – diagnosi dei difetti metallurgici – Cibaldi Dr. Cesare

Congratulazioni a GianMarco Bressanelli

Con orgoglio esprimiamo le più vive congratulazioni a GianMarco Bressanelli, che ha conseguito con il massimo dei voti e la lode accademica, la laurea in Ingegneria Gestionale presso l’Università di Ingegneria di Brescia.

E cogliamo l’occasione per manifestare i nostri più sinceri ringraziamenti per il prezioso lavoro svolto presso la nostra Azienda e per augurargli un meritato futuro di successi professionali.

Deformazioni nei trattamenti termici

Uno dei principali problemi per i trattamentisti sono le deformazioni dopo l’intero processo termico.

Come si dice di solito, i casi pratici molto spesso non trovano riscontro nella teoria, questo semplicemente per la difficoltà di individuare le diverse variabili fisiche che influiscono in modo critico sul risultato finale.

Come partenza, bisogna distinguere le deformazioni in due tipi:

– Variazioni dimensionali: contrazioni e dilatazioni dovute ai cambiamenti strutturali durante il trattamento, che possono quindi aumentare o diminuire il volume del pezzo, senza però modificarne la geometria (variazione isotrope). Questo tipo di variazione avviene molto raramente, per il fatto che i materiali sono generalmente eterogenei e il loro comportamento è anisotropo.
– Variazioni di forma o distorsioni: queste dipendono dalle variazioni di volume anisotrope, ma sopratutto alle deformazioni elastiche/plastiche generate dalle tensione interne. Dipendono, in grande misura, dai gradienti termici fra le diverse zone dei pezzi nelle fasi di riscaldamento e di raffreddamento.

Le diverse teorie riguardo alle deformazioni non possono prevedere, né l’aumento di volume né la variazione di forma, ma possono spiegarne la loro natura, per poterle minimizzare è quindi necessario essere in grado di controllare e definire parametri di processo diversi, in funzione delle diverse tipologie di pezzo da trattare.

La differenza di temperatura fra il cuore e la superficie dei pezzi nelle fasi di riscaldamento e raffreddamento, provoca delle tensioni interne che, nella maggioranza dei casi, superano il limite di snervamento del materiale ad alte temperature. Quando questo accade, il materiale subisce delle variazioni di forma oltre alle inerenti variazioni dimensionali provocate dal cambio strutturale nella fase di austenitizzazione e tempra.

In prima istanza il sovrametallo necessario per le lavorazioni meccaniche deve essere superiore al minimo delle variazioni dimensionali provocate per il cambio strutturale, che per il caso teorico di una variazione isotropa, è intorno all’1% del volume ed allo 0,3% delle misure lineari. Nei casi dove si riscontra una percentuale di austenite residua, la deformazione volumetrica decresce in modo direttamente proporzionale alla quantità di austenite, e in alcuni casi dove l’austenite residua è molto alta, come può accadere negli acciai da utensili con alto tenore di carbonio, si può arrivare addirittura ad una contrazione di volume.

Il diagramma causa-effetto sopra riportato, aiuta a capire quanti altri parametri influenzano la buona riuscita dell’intero processo, dove il trattamento termico, pur essendo il processo che evidenzia maggiormente eventuali deformazioni, in realtà non è l’unico responsabile.

Bibliografia e referenze:

[1] ASM Metals HandBook Volume 04 – Heat Treating

[2] I criteri di scelta e di trattamento degli acciai da costruzione e da utensili Volume 1 – metallurgia di base – Cibaldi Dr. Cesare

[3] Analisi delle problematiche relative alle deformazioni dei particolari meccanici costruiti in acciaio 18NiCrMo5 sottoposti a trattamento termochimico di carbocementazione – OMME snc

29/08/16 Elaborato da Ing. Juan Carlos Inés Vilches

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