Acciai Al Cr-Mo Ed Al Ni [PDF]

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Metallurgia e saldabilità degli acciai al cromo molibdeno ed al nichel

Pubblicato nel 2013 IIS Progress s.r.l., Gruppo Istituto Italiano della Saldatura Lungobisagno Istria, 15 16141 Genova (Italia) Telefono (010)83411 Fax (010)8367780 www.iisprogress.it

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INDICE

Capitolo 1. METALLURGIA E SALDABILITA' DEGLI ACCIAI AL CROMO - MOLIBDENO PER SERVIZIO AD ALTA TEMPERATURA......................................... 1 1.1. Introduzione ............................................................................................. 1 1.2. Caratteristiche metallurgiche ................................................................... 2 1.3. Classificazione e designazioni normative ................................................ 6 1.4. Saldabilità ................................................................................................ 9 1.4.1. Generalità...................................................................................... 9 1.4.2. Criccabilità a freddo .................................................................... 12 1.4.3. Fragilizzazione da rinvenimento (Temper embrittlement)........... 13 1.4.4. Fragilizzazione da scorrimento viscoso (Creep embrittlement) .. 13 1.4.5. Criccabilità da riscaldo (Reheat cracking)................................... 14 1.4.6. Criccabilità a caldo ...................................................................... 15 1.4.7 Processi di saldatura.................................................................... 15 1.4.8. Materiali d'apporto....................................................................... 16 1.4.9. Saldature tra acciai di grado diverso........................................... 17 1.4.10.Saldatura con materiali d'apporto austenitici ............................. 18 1.5. Saldabilità degli acciai al cromo molibdeno di ultima generazione ....... 19 1.5.1. Introduzione................................................................................. 19 1.5.2. Saldabilità.................................................................................... 22 Capitolo 2. METALLURGIA E SALDABILITÀ DEGLI ACCIAI AL NICHEL PER ESERCIZIO A BASSA TEMPERATURA ............................................................. 33 2.1. Introduzione .......................................................................................... 33 2.2. Metallurgia ............................................................................................ 36 2.3. Classificazione e designazione degli acciai al nichel: normativa di riferimento .................................................................................................... 37 2.4. Saldabilità .............................................................................................. 41 2.4.1. Acciai a basso tenore di nichel (sino al 3.5% Ni) ........................ 41 2.4.2. Acciai ad alto tenore di nichel (5÷9%)......................................... 43 Appendice A: MATERIALI D’APPORTO PER LA SALDATURA DEGLI ACCIAI AL CR-MO.................................................................................................... 47

Prefazione

A seguito dell’armonizzazione a livello internazionale dei percorsi di qualificazione degli “Ingegneri e dei Tecnologi di Saldatura”, meglio identificati, con la terminologia ufficiale, come International Welding Engineer e International Welding Technologist, l’IIS , organismo nazionale autorizzato (sia dall’European Welding Federation che dall’International Institute of Welding) all’implementazione dei corsi per il conseguimento dei suddetti Diplomi di Qualificazione, ha ritenuto opportuno raccogliere gli argomenti delle lezioni dei corsi in una nuova collana di dispense intitolata “Saldatura: aspetti metallurgici e moderne tecnologie di fabbricazione”. I diversi volumi affrontano il complesso tema della saldatura in tutti i suoi aspetti, dalla metallurgia generale e saldabilità delle leghe ferrose e non ferrose ai più recenti ed avanzati processi di giunzione, dando ampi approfondimenti sulle più innovative tendenze tecnologiche e sul comportamento metallurgico di materiali di ultima generazione. Essi rappresentano, quindi, il mezzo didattico più idoneo per la preparazione multidisciplinare del personale addetto al coordinamento delle, spesso complesse, attività di fabbricazione mediante saldatura, ma sono anche un valido strumento per la diffusione della conoscenza tecnico-scientifica nell’ambito di Università, Organizzazioni di ricerca e di tutte le realtà industriali ove si vogliano approfondire tali problematiche. Questo volume, dedicato alla metallurgia e alla saldabilità degli acciai al Cr-Mo e degli acciai al nichel, è stato elaborato dagli ingegneri della Divisione Formazione dell’IIS, ai quali va un doveroso ringraziamento.

Il Segretario Generale IIS Genova, Maggio 2008

Metallurgia e saldabilità degli acciai al Cr-Mo per servizio ad alta temperatura

1.

METALLURGIA E SALDABILITÀ DEGLI ACCIAI AL CROMOMOLIBDENO PER SERVIZIO AD ALTA TEMPERATURA

1.1.

Introduzione

Gli acciai non legati, quando sollecitati ad una temperatura superiore a circa 350°C per tempi lunghi oltre ad un certo valore di tensione (anche inferiore al limite elastico a quella temperatura), manifestano deformazioni permanenti crescenti nel tempo, conseguenti al fenomeno dello "scorrimento viscoso" o "creep". Al fine di contrastare questo fenomeno sono utilizzati da tempo gli acciai al cromo molibdeno che trovano impiego, soprattutto,

nel

campo

della

produzione

dell'energia

(collettori, surriscaldatori, tubi radianti ad esempio), negli impianti petrolchimici (reattori, forni di crackizzazione, tubazioni di raffinerie) ed altri ancora. In funzione della loro utilizzazione, sono state messe a punto varie composizioni caratteristiche, delle quali si riportano di seguito quelle considerate convenzionali: −

0,5% Mo: questo acciaio, che presenta un tenore di carbonio intorno allo 0,15%, è usato per tubazioni e surriscaldatori fino a circa 450°C;

−

1,0 Cr-0,5 Mo: questo acciaio è usato per tubazioni di trasferimento e tubi di caldaie, con temperatura di esercizio fino a circa 550°C;

−

2,25 Cr-1,0 Mo: questo acciaio presenta una buona resistenza sia all'ossidazione sia allo scorrimento viscoso; è utilizzato a temperature fino a circa 650°C, senza presenza di idrogeno, e fino a circa 500°C con fluidi contenenti idrogeno;

Figura 1.1 - Esecuzione di una prova di scorrimento a caldo

1

Metallurgia e saldabilità degli acciai al Cr-Mo e degli acciai al Ni −

5%, 7%, 9% Cr e, rispettivamente, 0,5%, 0,5% e 1% Mo: questi acciai presentano una notevole resistenza all'ossidazione grazie all'elevato tenore di cromo, mentre la resistenza allo scorrimento viscoso dipende soprattutto dal tenore di molibdeno.

Nel corso del tempo a tali gradi sono stati affiancati gradi diversi, la cui composizione chimica è stata ottimizzata per il conseguimento di obiettivi specifici, soprattutto l’aumento della resistenza allo scorrimento viscoso ad elevata temperatura. Tali gradi sono talvolta identificati da nomi commerciali e ad essi sarà dedicato un capitolo della presente pubblicazione.

1.2.

Caratteristiche metallurgiche

Il fenomeno dello scorrimento viscoso è conseguente alla scomparsa dell'incrudimento; infatti l'aumento di resistenza, derivante dalle distorsioni del reticolo cristallino, viene annullato progressivamente nel tempo dalla mobilità atomica, che aumenta con la temperatura e determina un continuo riassetto dei cristalli per spostamento di atomi. Introducendo nella composizione chimica dell'acciaio il molibdeno, il cui diametro atomico è maggiore di quello del ferro, si formano soluzioni solide sostituzionali con distorsioni del reticolo che rendono più difficoltoso, anche a temperature elevate, lo spostamento degli atomi di ferro ed il riassetto del reticolo stesso, aumentando in tal modo la resistenza allo scorrimento a caldo dell'acciaio. Inoltre, il molibdeno forma carburi che precipitano in maniera dispersa nella matrice ostacolando i movimenti dei piani di scorrimento e delle dislocazioni. Negli acciai al solo molibdeno, per tempi di esercizio lunghi e temperature elevate, può verificarsi però il fenomeno della grafitizzazione, cioè la decomposizione dei carburi con separazione della grafite che fragilizza l'acciaio. Per ovviare a questo inconveniente si aggiunge alla composizione chimica dell'acciaio anche il cromo che, oltre ad aumentare la resistenza all'ossidazione a caldo che tanto più forte quanto maggiore la temperatura, forma carburi molto più stabili, ad alta temperatura, di quelli di molibdeno limitando in tal modo la grafitizzazione ed annullando l'insorgenza della fragilizzazione relativa. Tuttavia la stabilità strutturale degli acciai al Cr - Mo, e quindi le loro caratteristiche meccaniche, soprattutto a caldo, non è completamente indipendente dal tempo e dalla temperatura, in quanto i diversi tipi di carburi e di precipitati formatisi all'atto della fabbricazione tendono, dopo lunghi periodi di permanenza ad elevata temperatura, a trasformarsi: pertanto anche la vita dei componenti in acciaio al Cr - Mo deve intendersi "a termine". Secondo le norme attualmente vigenti nella progettazione e nell'esercizio di questi componenti, occorre fare riferimento a caratteristiche di resistenza corrispondenti, per ciascuna temperatura, a tempi di esercizio ben definiti (per esempio, 100.000 ore) ed occorre predisporre un piano temporale di verifiche difettoscopiche e metallurgiche per accertare l'ulteriore idoneità al servizio del componente stesso (si tratta della valutazione della frazione di vita consumata). Poiché la precipitazione dei carburi determina anche un considerevole aumento della durezza ed una diminuzione della tenacità, sono state messe a punto relazioni empiriche che correlano la

2

Metallurgia e saldabilità degli acciai al Cr-Mo per servizio ad alta temperatura durezza al diametro medio delle particelle, come ad esempio: Hv = A + B (ln d) dove: −

d = diametro medio delle particelle in millimetri;

−

A, B = costanti che variano a seconda del tipo di acciaio.

Nel caso di impiego ad alta temperatura in presenza di idrogeno si può manifestare un fenomeno noto come attacco da idrogeno. Quando in esercizio un considerevole flusso di idrogeno atomico, generato da processi petrolchimici, attraversa l'acciaio, si determina, innanzitutto, un fenomeno di fragilizzazione che può essere di importanza secondaria dal momento che questi acciai sono in esercizio a temperature tali da non temere la rottura fragile. Questa fragilizzazione può assumere, invece, importanza in occasione di fermate degli impianti eserciti, quando i componenti tornano a temperatura ambiente. In questi casi, se debbono essere eseguiti interventi di saldatura, occorre attendere l'evoluzione naturale dell'idrogeno diffusibile o accelerarla con opportuni trattamenti; altrimenti la presenza dell'idrogeno - combinata con le tensioni di ritiro delle nuove saldature - può dare luogo a cricche da idrogeno o, più in generale, a rotture per infragilimento da idrogeno. Con il passare del tempo, l'idrogeno atomico tende ad accumularsi in microcavità ed ai bordi di inclusioni; qui esso si ricombina in forma molecolare, creando una sovrappressione in forma localizzata. Se il carbonio dell'acciaio non legato stabilmente come carburo, l'idrogeno può anche combinarsi con il carbonio stesso, formando metano (CH4) la cui molecola risulta molto grande e scarsamente diffusibile; queste molecole, localizzate a bordo grano o nelle microcavità, generano forti tensioni fino a determinare fessurazioni intercristalline o veri e propri distacchi (blistering)

Figura 1.2A, 1.2B, 1.2C e 1.2D - Varie fasi di attacco da idrogeno in un acciaio 0,5 Mo in servizio in ambito petrolchimico

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Metallurgia e saldabilità degli acciai al Cr-Mo e degli acciai al Ni (figura 1.2A, 1.2B, 1.2C e 1.2D). Nella figura 1.2A si osserva l'inizio dell'attacco attorno ad inclusioni di solfuri (500X); in figura 1.2B dalle inclusioni si dipartono microcricche che distaccano i grani (500X); quindi, in figura 1.2C, procede il distacco dei grani con formazione di cricche intergranulari (500X); in figura 1.2D, al procedere delle cricche intergranulari avviene la decarburazione dei grani perlitici, che si trasformano in perlitici. Si noti come il processo possa portare ad una macrofessurazione con circostante decarburazione, formando presso la superficie fenomeni di blistering (figura 1.3, 100X). L'azione del cromo risulta determinante anche in questo caso, dando luogo alla formazione di

Figura 1.3 - Blistering (100X)

carburi molto stabili ad alta temperatura, sui quali l'idrogeno non può agire. Per rendere conto della resistenza dei vari acciai all'attacco da idrogeno, sono stati preparati, su base sperimentale, dei diagrammi (i diagrammi di Nelson, di cui alle figure 1.4 e 1.5) per la definizione dei campi di applicabilità degli acciai stessi, in funzione della temperatura e della pressione parziale di idrogeno. Questi diagrammi sono validi per il materiale base; per i giunti saldati, si deve considerare che il ciclo termico di saldatura porta in soluzione, nella zona termicamente alterata, i carburi stabili di cromo e che le elevate velocità di raffreddamento, d'altra parte, non ne permettono la riformazione. Pertanto, nella zona termicamente alterata si forma una stretta zona povera di carburi - la cui resistenza all'attacco di idrogeno corrisponde, nel diagramma di Nelson, a quella di un acciaio non legato - nella quale, in esercizio, l'attacco da idrogeno può verificarsi in modo "fessurante", cioè con cricche che si sviluppano attraverso lo spessore.

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Metallurgia e saldabilità degli acciai al Cr-Mo per servizio ad alta temperatura

Figura 1.4 - Diagramma di Nelson (1990) per acciai non legati e legati sino al 6%

Nel passato, numerosi casi di rotture di questo genere si sono verificati, particolarmente in corri-

Figura 1.5 - Diagramma di Nelson per acciai 0.5 Mo (1990)

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Metallurgia e saldabilità degli acciai al Cr-Mo e degli acciai al Ni spondenza di giunti di acciai al cromo - molibdeno eseguiti con elettrodi austenitici, per evitare il successivo trattamento termico. Per evitare questo attacco fessurante, l'unico rimedio è quello di far ri-precipitare nella zona termicamente alterata i carburi di cromo: ciò si può ottenere con due tipi di trattamento: −

la ricottura completa: tutto il pezzo è riscaldato alla temperatura di austenitizzazione e lasciato raffreddare molto lentamente in modo da attraversare le curve TRC in corrispondenza della trasformazione perlitico - ferritica con completa precipitazione dei carburi. Questo trattamento è effettuato raramente, anche se conferisce al materiale la maggior resistenza all'attacco da idrogeno, sia per il suo costo sia, soprattutto, per le deformazioni che può provocare e per l'addolcimento eccessivo del materiale;

−

il trattamento di rinvenimento - distensione: il componente è portato ad una temperatura appropriata, funzione del tipo di acciaio, ma comunque inferiore a AC1, e mantenuto per un tempo sufficiente da far reagire il cromo con il carbonio nella matrice e riformare i carburi stabili. Dopo la fase di permanenza, il raffreddamento può avvenire anche in modo relativamente rapido.

1.3.

Classificazione e designazioni normative

La norma di riferimento per i prodotti laminati in ambito europeo è stata per alcuni anni la EU 28; da alcuni anni, tuttavia, il processo di armonizzazione continentale ha portato alla approvazione della norma EN 10028-2:2003 "Flat products made of steels for pressure purposes - Part 2: Nonalloy and alloy steels with specified elevated temperature properties", che definisce le caratteristiche fornitura degli acciai saldabili per servizio ad elevata temperatura. Nelle tabelle 1.1 ed 1.2 si riportano le caratteristiche chimiche e meccaniche in conformità alla suddetta normativa. Va osservato che In Italia sono prodotti acciai, spesso noti soprattutto con nomi commerciali, adatti per impieghi ad alta temperatura; essi appartengono: −

alla serie FMO (FMO3-FMO5-FMO6), costituita da acciai al solo molibdeno: il numero aggiunto definisce il tenore nominale di questo elemento (0,3% etc).

−

alla serie MOLCRO, al cromo- molibdeno, essi sono largamente impiegati per la costruzione di componenti e tubazioni in pressione;

−

alla serie ASA F, in linea di principio per impieghi strutturali a bassa temperatura, viene pure correntemente utilizzata per componenti in pressione con esercizio anche ad elevata temperatura (400°C); sviluppata per componenti sottoposti a tensioni elevate con impieghi anche a temperature elevate.

E’ quasi superfluo ricordare, almeno per gli operatori del settore, che a livello internazionale risultano estremamente diffuse le classificazioni statunitensi ASTM, che identificano il singolo semilavorato in termini di “grado”, associato ad una specifica norma, a sua volta relativa a quella tipolo-

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Metallurgia e saldabilità degli acciai al Cr-Mo per servizio ad alta temperatura gia di semilavorato (ad esempio, tubi seamless, senza saldatura). Data l’estrema diffusione di tali riferimenti, non del tutto corrispondenti, peraltro, a quelli europei, si è unito alla precedenti tabella la 1.3, ad essi relativa.

Tabella 1.1 - Caratteristiche meccaniche secondo UNI EN 10028-2

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Tabella 1.2 - Caratteristiche chimiche degli acciai al Cr - Mo (UNI EN 10028-2)

Metallurgia e saldabilità degli acciai al Cr-Mo e degli acciai al Ni

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Metallurgia e saldabilità degli acciai al Cr-Mo per servizio ad alta temperatura

GRADO

FORGIATI

TUBI CALDAIA

TUBI

GETTI

LAMIERE

0,5 Cr 0,5 Mo

A182-F2

A213-T2

A335-P2 A369-FP2 A426-CP2

A356-Gr 5

A387-Gr.2

1 Cr 0,5 Mo

A182-F12 A 336-F12

A213-T12

A335-P12 A369-FP12 A426-CP12

-

A387-Gr.12

1 1/4 Cr 0,5 Mo

A182-F11/F11A A336-F11/F11A

A199-T11 A200-T11 A213-T11

A335-P11 A369-FP11 A426-CP11

A217-WC6/11 A356-Gr 6 A389-C23

A387-Gr.11

2 1/4 Cr 1 Mo

A182-F22/F22a A336-F22/F22A

A199-T22 A200-T22 A213-T22

A335-P22 A369-FP22 A426-CP22

A217-WC9 A356-Gr 10

A387-Gr.22

3 Cr 1 Mo

A182-F21 A-336-F21/F21A

A199-T21 A200-T21 A213-T21

A335-P21 A369-FP21 A426-CP21

-

A387-Gr.21

5 Cr 0,5 Mo

A182-F5/F5a A336-F5/F5A

A199-T5 A200-T5 A213-T5

A335-P5 A369-FP5 A426-CP5

A217-C5

A387-Gr.5

5 Cr 0,5Mo Si

-

A213-T5b

A335-P5b A426-CP5b

-

-

5 Cr 0,5Mo Ti

-

A213-T5c

A335-P5c

-

-

7 Cr 0,5 Mo

A182-F7

A199-T7 A200-T7 A213-T7

A335-P7 A369-FP7 A426-CP7

-

A387-Gr.7

9 Cr 1 Mo

A182-F9

A199-T9 A200-T9 A213-T9

A335-P9 A369-FP9 A426-CP9

A217-C12

A387-Gr.9

9 Cr 1 Mo V Nb N

A182-F91

A199-T91 A200-T91 A213-T91

A335-P91 A369-FP91

-

A387-Gr.91

Tabella 1.3 - Principali designazioni secondo ASTM

1.4.

Saldabilità

1.4.1.

Generalità

La facile formazione in saldatura di strutture di tempra è una delle caratteristiche più importanti di questi acciai. Si considerino, ad esempio, i diagrammi TRC di due acciai al cromo - molibdeno (figure 1.6 relativa ad un acciaio al 1,25% Cr e 0,5% Mo e 1.7 relativa ad un acciaio al 5% Cr e 0,5% Mo): la presenza dei due elementi influenza le curve di trasformazione. All'aumentare del contenuto di cromo aumentano le temperature di trasformazione; si spostano verso destra e l'alto i campi di formazione della ferrite e della perlite e verso il basso il campo di formazione della bainite. E' noto che saldando con elevate velocità di raffreddamento si ottengono, sia in zona fusa sia in zona termicamente alterata, strutture di tempra, in percentuale che aumenta al crescere della velocità di raffreddamento ed all'aumentare degli elementi di lega. Saldando, invece, in condizioni di preriscaldo si potranno ottenere strutture di durezza inferiore e quindi il pericolo di formazione di cricche sarà minore. 9

Metallurgia e saldabilità degli acciai al Cr-Mo e degli acciai al Ni

Figura 1.6 - Diagramma TRC di un acciaio 1.25 Cr - 0,50 Mo (dimensione grano 6÷7, austenitizzato a 920°C)

Figura 1.7 - Diagramma TRC di un acciaio 5 Cr - 0,50 Mo (dimensione grano 6, austenitizzato a 920°C)

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Metallurgia e saldabilità degli acciai al Cr-Mo per servizio ad alta temperatura Nel caso in cui si ottenessero, nel giunto, durezze ancora troppo elevate, sarà necessario procedere all'esecuzione di un trattamento termico di rinvenimento- distensione a temperature inferiori a AC1. Dai diagrammi di trasformazione si ricava anche che la formazione dei carburi ha luogo solamente per velocità di raffreddamento molto basse; questa osservazione molto importante per gli acciai al cromo - molibdeno che debbono resistere all'attacco da idrogeno dato che la formazione di carburi di cromo indispensabile a tal fine. E', inoltre, da tenere presente che, se il tempo di permanenza nel campo della ferrite e della perlite è breve, i carburi formatisi sono poveri in cromo e non resistenti all'idrogeno; solo prolungando la permanenza a temperature prossime ad Ac1 si ottengono carburi più ricchi di cromo inattaccabili da parte dell'idrogeno. E', infine, evidente che la martensite, eventualmente presente, è particolarmente dannosa, in quanto in essa il carbonio non è legato ma in soluzione sovrassatura. Questi fatti sono alla base della necessità del trattamento di rinvenimento - distensione indicato al punto precedente. Nella tabella 1.4 sono indicate le temperature suggerite sia per il preriscaldo sia per il trattamento termico di rinvenimento - distensione dopo saldatura per i principali gradi utilizzati. La permanenza a temperatura è fissata, di solito, in 2 minuti per ogni millimetro di spessore con un minimo di mezz'ora, quando questi acciai sono usati solamente per le loro caratteristiche meccaniche a caldo, con un minimo di una o due ore, a seconda dei tipi, quando interessa anche la loro resistenza all'attacco da idrogeno. Nel trattamento termico di rinvenimento - distensione la velocità di riscaldamento al di sopra di 300°C e quella di raffreddamento fino a 300°C devono essere, di regola, non superiori a 5500/s °C/h (essendo s lo spessore massimo della parte in millimetri) e comunque mai superiori a 200°C/h. Per temperature inferiori a 300°C la parte trattata può essere lasciata raffreddare in aria calma.

Grado

Spessore [mm]

Trattamento termico

< 15

15 ÷40

> 40

Spessore [mm] di saldatura ammissibile senza trattamento

Temperatura [°C] di trattamento

0,5 Mo

20

100

150

20

620÷670

0.5 Cr - 0,5 Mo

100

150

200

12

630÷680

1.25 Cr 0.5 Mo

150

200

250

6

660÷710

2.25 Cr 1 Mo

200

250

250

6

660÷710

5 Cr 0.5 Mo

200

250

250

-

700÷750

7 Cr 0.5 Mo

200

250

250

-

700÷750

9 Cr 1 Mo

200

250

250

-

710÷770

Tabella 1.4 - Temperature di preriscaldo, condizioni di trattamento termico

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Metallurgia e saldabilità degli acciai al Cr-Mo e degli acciai al Ni Nel caso del trattamento di ricottura completa, la temperatura di trattamento è, in genere, non inferiore a 870°C con permanenza pari al tempo minimo necessario ad assicurare la completa trasformazione austenitica in tutto lo spessore. In questo caso, la velocità di raffreddamento deve essere compatibile con le curve di trasformazione e, comunque, fino a 550°C non superiore a 35°C/h, qualunque sia lo spessore. Sotto tale temperatura e fino a 300°C la velocità non deve superare quella indicata per il trattamento di rinvenimento - distensione. A parte la scelta delle adeguate condizioni di preriscaldo e di trattamento termico, i problemi principali da affrontare nella saldatura e nell'esercizio di questi acciai riguardano: −

la criccabilità a freddo;

−

la fragilizzazione da rinvenimento (o temper embrittlement);

−

la fragilizzazione da scorrimento viscoso (o creep embrittlement);

−

la criccabilità da riscaldo (reheat cracking);

−

la criccabilità a caldo.

Gli strappi lamellari non sono presenti, sia per il basso contenuto inclusionale in solfuri di questi acciai, sia perché sono usati soprattutto per fabbricazione di apparecchiature in pressione dove in genere, le soluzioni costruttive sono tali da non sollecitare il materiale, in modo apprezzabile, nella direzione del traverso corto. In casi particolari (ad esempio per le flange) sono generalmente usati, nel caso di acciai al cromo molibdeno, non elementi composti da laminati saldati, ma elementi fucinati.

1.4.2.

Criccabilità a freddo

La formazione di cricche a freddo è possibile dal momento che questi acciai sono temprabili, ossia con elementi che favoriscono la formazione di strutture di tempra. In saldatura è necessario, pertanto, limitare drasticamente la presenza dell'idrogeno, utilizzando procedimenti "a basso idrogeno" (TIG, MIG) o elettrodi basici e flussi ben essiccati. Fatta eccezione per alcuni casi (ad esempio, di tubazioni in acciaio al 0,3÷0,5 Mo di modesto spessore), non si utilizzano, neppure per la prima passata, elettrodi cellulosici ma si ricorre al TIG. Le temperature di preriscaldo devono essere calcolate (tabella 1.4) in base allo spessore ed alle percentuali di cromo e molibdeno: in tal modo, la possibilità di formazione di strutture di tempra diminuisce e viene aiutata la diffusione dell'idrogeno. I materiali d'apporto possono essere anche prodotti "a basso carbonio", il che permette di ridurre il preriscaldo per gli spessori minori (esempio: tubi). Si deve ricordare, inoltre, che per i procedimenti a basso idrogeno (TIG, MIG, MAG) è importante l'eliminazione dell'umidità dai lembi ed, in particolare, la pulizia, in quanto l'umidità contenuta nell'eventuale ossido superficiale non eliminata dal preriscaldo.

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Metallurgia e saldabilità degli acciai al Cr-Mo per servizio ad alta temperatura

1.4.3.

Fragilizzazione da rinvenimento (Temper embrittlement)

Questo fenomeno consiste in un infragilimento che si verifica quando l'acciaio è mantenuto, o raffreddato lentamente, entro un campo di temperature critico (350÷600°C). Esso si manifesta con un aumento della temperatura di transizione e con una modifica del modo di rottura che cambia da transcristallino ad intercristallino seguendo il bordo del grano austenitico primario. Il meccanismo di tale fragilità non stato ancora ben chiarito, ma si è riconosciuta una notevole influenza ad elementi secondari che segregano al bordo dei grani; quali: fosforo, arsenico, antimonio, stagno, rame, silicio e manganese. Per valutare gli effetti di questi elementi sono state proposte formule matematiche per la valutazione dei fattori di fragilizzazione. I più noti, fra questi fattori, sono: −

Xfactor, proposto da Bruscato, che, considerato unitamente al valore percentuale di (Mn + Si), mostra il decadimento della tenacità;

−

Jfactor, proposto da Watanabe, che esprime la resistenza all'infragilimento soprattutto in funzione di P e Sn; i parametri (Mn+Si) e (P+Sn) contenuti in questa formula sono messi in relazione con la temperatura di transizione.

Nel caso degli acciai al cromo - molibdeno, la suscettibilità a questa fragilizzazione sembra essere legata alla quantità di Cr e Mo disciolti nella matrice ferritica; essi hanno un ruolo apparentemente opposto sulla segregazione delle impurezze, in quanto il molibdeno neutralizza l'effetto del fosforo ed il cromo favorisce la segregazione delle impurezze stesse a bordo grano. Le strutture di tipo ferritico - perlitico, bainitico e martensitico derivanti da grani austenitici di grandi dimensioni risultano le più suscettibili alla fragilizzazione, mentre quella perlitica, affinata attraverso trattamenti termici di normalizzazione e rinvenimento o, nel caso di saldature, ottenibile con tecniche multipass, appare la meno suscettibile.

1.4.4.

Fragilizzazione da scorrimento viscoso (Creep embrittlement)

Questo fenomeno si manifesta con una diminuzione della duttilità che attribuita: −

alla precipitazione di carburi, detti secondari in quanto precipitano al bordo grano in un intervallo di temperatura compreso fra 400°C e 650°C;

−

alla formazione di una zona, adiacente al bordo stesso, impoverita di carburi primari, precipitati durante il raffreddamento a temperature prossime ad AC1 (denuded zone).

In funzione della temperatura alcuni elementi in soluzione solida diffondono, dalla zona adiacente, al bordo grano e ivi precipitano; per il mantenimento dell'equilibrio, i carburi della zona adiacente si debbono dissolvere. Il fenomeno si ripete fino ad un impoverimento di carburi nella zona adiacente al bordo grano; cos questa zona non può più sopportare grosse deformazioni, soprattutto a taglio. Anche in questo tipo di fragilità è importante l'influenza della concentrazione degli elementi secondari, in particolare arsenico, antimonio, fosforo e stagno. 13

Metallurgia e saldabilità degli acciai al Cr-Mo e degli acciai al Ni

1.4.5.

Criccabilità da riscaldo (Reheat cracking)

Questo tipo di criccabilità si manifesta con rotture intergranulari in zona fusa ed in zona termicamente alterata. Esse si possono verificare dopo il trattamento termico di rinvenimento - distensione, al bordo dei grani austenitici primari per formazione di microvuoti quando le deformazioni plastiche, conseguenti al rilassamento delle tensioni di ritiro della saldatura, superano la duttilità locale del materiale. Si possono individuare alcuni processi che si sviluppano alle varie temperature e che sono legati alla formazione delle cricche da riscaldo: −

a temperature inferiori a 300°C gli elementi interstiziali come carbonio, ossigeno ed azoto possono dar luogo a fenomeni di invecchiamento con conseguente fragilizzazione;

−

a temperature più elevate si manifestano sia i fenomeni di rinvenimento e/o d'indurimento secondario (precipitazioni), sia trasformazioni di carburi già presenti al bordo dei grani con diffusione degli elementi di lega che rendono diversa la resistenza tra il bordo del grano stesso ed il suo interno, favorendo così lo scorrimento intergranulare;

−

le tensioni di ritiro, create dalla saldatura, tendono a rilassarsi con la temperatura dando luogo a deformazioni plastiche; tali deformazioni possono concentrarsi in punti geometricamente critici: ad esempio, al piede di cordoni d'angolo, in corrispondenza dell'attacco di bocchelli al mantello, ai bordi del sovrametallo di giunti testa a testa. La presenza contemporanea di infragilimento e di deformazioni plastiche in atto determina la formazione delle cricche da riscaldo.

La formazione delle cricche è favorita inoltre dalla segregazione degli elementi secondari, infatti: −

quando i microvuoti sono presenti, essi sono stabilizzati dagli elementi secondari in quanto ne abbassano l'energia superficiale, permettendo ad essi di ingrandirsi in vere e proprie cricche;

−

quando si formano precipitati intergranulari, questi rigettano le impurezze data la loro bassa solubilità negli stessi; queste impurezze rimangono all'interfaccia e abbassano la resistenza alla coesione, facilitando la formazione delle cricche da riscaldo.

L'intervallo tra 400 e 650°C, come già detto, è quello in cui si verifica la fragilizzazione da rinvenimento e la formazione delle cricche da riscaldo: pertanto, nell'eseguire trattamenti termici di distensione, è opportuno scegliere velocità di raffreddamento appropriate nell'intervallo critico. A questo scopo sono usati i trattamenti chiamati di step cooling (raffreddamento ad intervalli) per stimare, mediante prove di resilienza dopo trattamento, la sensibilità del materiale alla fragilizzazione. Nella tabella 1.5 è riportato un esempio di un trattamento tipico di step cooling (secondo UNI EN 10028-2).

14

Metallurgia e saldabilità degli acciai al Cr-Mo per servizio ad alta temperatura

Temperatura [°C]

Tempo di mantenimento [h]

Velocità di raffreddamento [°C/h]

593

1

5.6

538

15

5.6

524

24

5.6

496

60

2.8

468

100

2.8

315

-

In aria

Tabella 1.5 - Condizioni caratteristiche di step cooling (UNI EN 10028-2)

Anche il tempo di permanenza alla temperatura massima raggiunta nella zona termicamente alterata appare importante in quanto, all'aumentare di questo valore, risulta favorito l'accrescimento del grano austenitico con conseguente maggiore suscettibilità alla fragilizzazione. E' quindi evidente la necessità di controllare l'apporto termico specifico in fase di saldatura.

1.4.6.

Criccabilità a caldo

Il fenomeno della formazione di cricche a caldo nella zona fusa degli acciai al cromo-molibdeno è, generalmente, limitato in quanto la moderna tecnologia di fabbricazione consente di tenere il livello delle impurezze a valori molto bassi. Anche gli altri elementi di lega, oltre alle impurezze, possono influire sulla suscettibilità alla criccabilità a caldo, sia ampliando o riducendo l'ampiezza dell'intervallo di solidificazione sia aumentando o riducendo la capacità di deformazione a caldo dell'acciaio. A questo proposito sono state messe a punto, per i vari tipi di acciai al cromo - molibdeno, formule empiriche per descrivere l'effetto degli elementi sulla criccabilità a caldo: una di esse è la seguente: HCS = [C ( S + P + Si/25 + Ni/100 ) x 103] / (3Mn + Cr + Mo + V) dove: HCS è la sigla di Hot Cracking Sensitivity Se HCS risulta maggiore di 2 la criccabilità risulta significativa e diventa addirittura elevata quando HCS supera 4.

1.4.7.

Processi di saldatura

Tutti i fondamentali processi possono essere usati nella saldatura degli acciai al cromo - molibdeno. Soltanto il procedimento ossiacetilenico, un tempo largamente usato (specialmente nella saldatura testa a testa di serpentini di caldaie), appare oggi in disuso, soppiantato dal procedimento TIG. Questo procedimento è impiegato per l'esecuzione della prima o delle prime passate senza ripresa al rovescio (particolarmente nelle tubazioni); per assicurare un ottimo aspetto al rovescio 15

Metallurgia e saldabilità degli acciai al Cr-Mo e degli acciai al Ni (importante se le tubazioni debbono convogliare fluidi ad elevata velocità: eventuali irregolarità possono infatti provocare erosione per cavitazione nell'adiacente parete del tubo) si debbono usare preparazioni accurate, in genere ottenute con lavorazione meccanica; talvolta si utilizzano anelli di sostegno sagomati o fusibili. Per gli acciai in cui il tenore di cromo supera il 2% è necessaria, nei giunti saldati da un solo lato, una protezione al rovescio con argon, azoto o gas riducenti (miscele azoto - idrogeno) per evitare l'ossidazione del cromo che provoca una fioretta rugosa (in francese rochage) costituita da scaglie ossidate, sul rovescio del giunto. Tale protezione è, talvolta, usata anche per tenori di cromo inferiori, allo scopo di assicurare al rovescio superfici lisce e ben avviate del cordone di penetrazione. A seconda delle applicazioni, il riempimento del giunto può essere eseguito in arco sommerso, MIG, MAG (con miscele) o con elettrodi rivestiti. Nel caso di spessori rilevanti da saldarsi con passate multiple, occorre definire accuratamente l'apporto termico specifico e le condizioni di preriscaldo e di interpass, legate alle condizioni del trattamento termico di rinvenimento - distensione successivo. Infatti se tali parametri non sono ben correlati, si può avere - al bordo di ogni passata - segregazione di ferrite proeutettoide (formatasi cioè a bassa temperatura). Questa ferrite, avendo un tenore di carbonio più basso di quello della matrice, ha minore resistenza allo scorrimento a caldo e può, in esercizio, dare origine più facilmente a microcricche locali. Per spessori rilevanti, può essere usata con vantaggio la tecnica narrow - gap e, se il pezzo consente successivi trattamenti, la saldatura in elettroscoria; poco usata invece quella elettrogas. Per particolari produzioni può essere usata la saldatura a fascio elettronico, mentre la saldatura laser, rivolta essenzialmente a spessori sottili e medi, ha impiego più limitato. In tutti i procedimenti deve essere sempre scrupolosamente controllato il tenore di idrogeno, anche se adottando, di regola, il preriscaldo, il mantenimento della temperature minima d'interpass ed eventualmente il postriscaldo, si facilita l'evoluzione dell'idrogeno diffusibile rendendo il pericolo della formazione di cricche a freddo meno probabile di quello che si ha negli acciai ad elevata resistenza o bonificati.

1.4.8.

Materiali d'apporto

I materiali d'apporto, per i diversi procedimenti, sono classificati in norme, già citate nelle pubblicazioni inerenti i singoli processi di saldatura. In particolare, in ambito nazionale,la precedente norma UNI 7472:1973, relativa agli elettrodi rivestiti, è stata sostituita orami da alcuni anni dalla EN 1599:1999 "Materiali di apporto per saldatura - Elettrodi rivestiti per saldatura manuale ad arco di acciai resistenti allo scorrimento viscoso Classificazione". −

Nel caso di fili pieni o animati restano ampiamente diffusi i riferimenti alle norme americane AWS 5.9 - AWS 5.22 - AWS 5.23, per quanto siano da alcuni anni siano state approvate anche le seguenti norme europee:

16

Metallurgia e saldabilità degli acciai al Cr-Mo per servizio ad alta temperatura −

UNI EN 12070:2001 "Materiali di apporto per saldatura - Fili elettrodi, fili e bacchette per la saldatura ad arco di acciai resistenti allo scorrimento viscoso - Classificazione".

−

UNI EN 12071:2001 "Fili elettrodi animati tubolari per la saldatura ad arco in gas protettivo di acciai resistenti allo scorrimento viscoso. Classificazione".

Si deve osservare che per certi acciai esistono tipi di materiali d'apporto con versione a basso carbonio: lo scopo principale di detti materiali è quello di assicurare a fine saldatura, anche con preriscaldo a temperatura più bassa, una certa duttilità nel giunto saldato anche se la resistenza allo scorrimento a caldo di questi materiali d'apporto è minore di quella dei materiali a carbonio normale. I materiali a basso carbonio sono largamente usati per la saldatura di giunti circonferenziali di tubazioni, in prefabbricazione o in opera, in quanto rendono meno pericolosi la movimentazione o lo spostamento dei pezzi saldati prima del trattamento di rinvenimento finale. Nell’appendice A della presente pubblicazione sono riportati alcuni estratti dalle piùsignificative normative di riferimento.

1.4.9.

Saldature tra acciai di grado diverso

Gli acciai al cromo - molibdeno sono usati spesso in condizioni di esercizio che prevedono un processo che si svolge in campi di temperatura di esercizio crescenti e, pertanto, accade frequentemente, in particolare per le tubazioni, di dover eseguire giunti fra acciai con diverso tenore di cromo e molibdeno, usati per i rispettivi campi di temperature. In tali casi, permanendo il principio che la temperatura di preriscaldo e di interpass deve essere quella più elevata fra quelle richieste dai due acciai da saldare, il materiale d'apporto scelto é, di solito, quello corrispondente all'acciaio con tenore di cromo e di molibdeno più basso. Tuttavia, qualora si debbano saldare acciai con tenori di cromo non contigui (ad esempio: acciaio 1 Cr - 0,5 Mo con 5 Cr - 0,5 Mo oppure acciaio 2,25 Cr - 1Mo con 7 Cr - 0,5 Mo) si preferisce impiegare materiali d'apporto con tenore di cromo intermedio (ossia 2,25% di cromo nel primo caso e 5% nel secondo) per evitare, in esercizio il fenomeni della migrazione del carbonio dovuti all'eccessiva differenza nel tenore del cromo stesso. Un caso particolare è costituito dalla saldatura fra l'acciaio 2,25 Cr-1 Mo e l'acciaio 9 Cr-1Mo (casi di serpentini di surriscaldatori) ove non appare consigliabile usare i materiali di apporto al 5% o al 7% Cr in quanto, avendo questi tenore di molibdeno inferiore, possono presentare una resistenza allo scorrimento a caldo non sufficiente. Si usano, allora, materiali d'apporto al 2,25% di cromo, meno temprabili di quelli al 9% di cromo, avendo estrema cura, tuttavia, nella scelta delle condizioni di trattamento termico (ad esempio,adottando le temperature di mantenimento previste per il grado meno legato aumentando però la durata dello stesso in misura opportuna).

17

Metallurgia e saldabilità degli acciai al Cr-Mo e degli acciai al Ni

1.4.10.

Saldatura con materiali d'apporto austenitici

Talvolta, quando per vari motivi si vuole evitare o non può essere eseguito il trattamento termico, gli acciai al cromo - molibdeno sono saldati con materiali d'apporto austenitici del tipo: −

25% cromo e 20% nichel (tipo 310)

−

20% cromo, 12% nichel e 3% di molibdeno (tipo 309)

oppure materiali d'apporto in lega di nichel tipo Ni - Cr - Fe (anche noti con la denominazione commerciale Inconel®). In questi casi è prassi limitare il preriscaldo a 120÷150°C per non creare pericoli di criccabilità a caldo in zona fusa; l'impiego del preriscaldo è necessario in quanto esso limita la formazione di strutture di tempra dure e relativamente fragili in zona termicamente alterata; la possibile presenza di queste strutture in zona termicamente alterata d'altra parte è controbilanciata dalla notevole duttilità della struttura austenitica in zona fusa. Nel caso particolare degli acciai al cromo - molibdeno usati per la realizzazione di componenti impiegati in raffinerie o in impianti petrolchimici, questo tipo di saldature presenta, però, notevoli inconvenienti per la ridotta resistenza del giunto all'attacco da idrogeno, a causa della mancata formazione di carburi in zona termicamente alterata. Inoltre, nei giunti di acciaio al cromo - molibdeno realizzati con materiale d'apporto di acciaio inossidabile austenitico (tipo 309 o 310), data la sensibile differenza nel tenore di cromo fra la zona fusa e la zona termicamente alterata e la particolare affinità che il cromo ha con il carbonio, se il giunto mantenuto a lungo ad elevata temperatura, si verifica una migrazione del carbonio dall'acciaio al cromo - molibdeno a quello austenitico, creando una fascia decarburata a grano grossolano vicino alla zona fusa ed una fascia carburata al limite della zona fusa stessa. La fascia decarburata possiede minore resistenza allo scorrimento a caldo e, con il tempo può dare origine a microcricche, mentre la fascia carburata può dare origine, durante il raffreddamento, a martensite ad alto cromo, con conseguente notevole fragilità a temperatura ambiente. Infine, a causa del diverso coefficiente di dilatazione termica della zona fusa in acciaio inossidabile austenitico e del materiale base in acciaio al cromo - molibdeno, se il giunto è sottoposto a frequenti variazioni di temperatura, la differenza di allungamento della zona fusa e della zona termicamente alterata provocano tensioni alternate di notevole entità, accompagnate da fenomeni di scorrimento comportanti deformazioni plastiche, per cui si possono verificare rotture per fatica termica. La migrazione del carbonio è molto più limitata quando si utilizzano materiali d'apporto ad alto nichel (tipo Inconel®, 70% Ni e 15% Cr), data la ridotta affinità del nichel con il carbonio che, quindi, tende a essere respinto. Inoltre, il coefficiente di dilatazione termica dell'Inconel® appare abbastanza simile a quello degli acciai non austenitici per cui i pericoli di fatica termica sono ridotti. Anche per questi motivi, i giunti saldati con materiali d'apporto ad alto nichel possono essere sottoposti a trattamento termico di rinvenimento - distensione ricreando le condizioni ottimali per la zona termicamente alterata. L'unico inconveniente con questi materiali d'apporto è la loro suscettibilità all'attacco da fumi con18

Metallurgia e saldabilità degli acciai al Cr-Mo per servizio ad alta temperatura tenenti zolfo, per cui il loro uso per la saldatura di elementi accessori (distanziatori, supporti) a serpentini di forni o di caldaie può creare difficoltà.

1.5.

Saldabilità degli acciai al cromo molibdeno di ultima generazione

1.5.1.

Introduzione

Nel corso degli ultimi anni alcune tendenze (figura 1.8) si sono manifestate chiaramente, modificando in modo sensibile il consolidato panorama degli acciai basso-legati e legati al Cr - Mo (V): −

incremento di efficienza dei “boiler/steam turbine fossil plant” (riduzione delle emissioni di CO2);

−

conseguente incremento della temperatura e pressione del vapore (a 650°C/30 MPa l’incremento di efficienza è circa del 8%);

−

sviluppo di nuovi materiali capaci di resistere alle problematiche all’esercizio a sempre più alta temperatura (scorrimento a caldo, fatica termica, ossidazione e corrosione);

−

per esempio, l’impiego dell’acciaio P91 (X10CrMoVNb9-1) in alternativa al tradizionale P22 (10 CrMo9-10) ha permesso di innalzare la temperatura massima di esercizio fino a circa 600°C (593°C).

MAX. T FOR METAL USE

650°C

620°C

593°C 565°C

Figura 1.8 - Evoluzione temporale delle varie generazioni di acciaio al Cr Mo (V)

19

Metallurgia e saldabilità degli acciai al Cr-Mo e degli acciai al Ni

Figura 1.9 - Evoluzione della resistenza a creep delle varie generazioni di acciaio al Cr Mo (V)

E quindi oramai abituale classificare gli acciai al Cr - Mo (V) suddividendoli in generazioni: spesso il criterio per distinguerle è raggruppare gli acciai in funzione delle prestazioni fornite in termini di resistenza a rottura a temperatura definita ed in funzione di un determinato orizzonte temporale (è appunto il caso della figura 1.8 e della successiva 1.9). Dal punto di vista metallurgico, l’impiego di acciai ferritici/martensitici ha consentito ad esempio di minimizzare le possibili problematiche di fatica termica (high thermal stresses, fatigue cracking) connesse all’uso di acciai inossidabili austenitici; nel campo della costruzione di “steam piping”, “header”, “super-header tubing” e “waterwall tubing” il loro impiego é considerato vantaggioso per la maggiore conducibilità termica e minore coefficiente di dilatazione lineare rispetto agli austenitici. Gli acciai ferritici/martensitici devono fornire inoltre soddisfacente resistenza al creep e contemporaneamente resistere ai fenomeni di corrosione connessi all’esercizio ad alta temperatura (fireside corrosion/erosion, steamside corrosion) che potrebbero limitarne la massima temperatura di impiego. Tra gli acciai della cosiddetta seconda generazione possono essere citati a titolo di esempio: −

l’acciaio HCM2S (T23), che può essere assimilato ad un grado 2.25 Cr - 1.6 W con aggiunta di Nb e V: è capace di offrire maggiore resistenza al creep del tradizionale T22;

−

l’acciaio HCM2S (T23), che mostra eccellente saldabilità, senza necessità di preriscaldo o PWHT, con caratteristiche congeniali alla costruzione di waterwall piping

20

Metallurgia e saldabilità degli acciai al Cr-Mo per servizio ad alta temperatura Tra gli acciai invece della cosiddetta terza generazione si possono citare, analogamente: −

l’acciaio NF616 (P92): uno sviluppo del P91 ottenuto con sostituzione del Mo con il W (tungsteno). E’ capace di offrire maggiori caratteristiche tensili ad alta temperatura ed essere esercito fino a 620°C;

−

l’acciaio E911 è il corrispondente europeo del NF616 (con caratteristiche simili);

−

l’acciaio HCM12 (risultante dall’ottimizzazione del HT91 di limitata saldabilità),con una struttura “duplex” formata da ferrite delta e martensite rinvenuta (1%W - 1%Mo);

−

l’acciaio HCM12A (P122) è uno sviluppo del HCM12 ottenuto con incremento del contenuto di W al posto del Mo (può essere usato per la costruzione di “header” e “piping” eserciti fino a 620°C).

I benefici legati all'adozione di acciai più prestazionali sono evidenti, dal punto di vista progettuale, se si considerano ad esempio le figure 1.10 e 1.11, di seguito riportate, riferite alle diverse tensioni ammissibili associate ai singoli gradi, in funzione della temperatura.

Figure 1.10 e 1.11 - Confronto tra le resistenze meccaniche in funzione della temperatura

Analogamente, progressi notevoli sono evidenti anche dal punto di vista della minore corrosione a caldo, ad esempio se si considerano le prestazioni fornite - come riferimento - dal tradizionale grado T22 (figura 1.12).

Figura 1.12 - Confronto tra diversi gradi di acciaio in termini di corrosione a caldo

21

Metallurgia e saldabilità degli acciai al Cr-Mo e degli acciai al Ni

1.5.2.

Saldabilità

Data la grande varietà di tipologie, di composizioni chimiche e di microstrutture è quasi superfluo osservare che la saldabilità risulta fortemente legata allo specifico grado considerato. Al proposito, giova ricordare l'effetto dei principali elementi di lega dal punto di vista metallurgico (per quanto la presenza contemporanea di più elementi possa comportare effetti diversi, non riconducibili alla sovrapposizione degli effetti dei singoli elementi presenti): al proposito, un sintesi è data dalla tabella 1.6.

Elementi W, Mo, Co

Principali effetti metallurgici Elementi di lega sostituzionali

V, Nb (0.25 % V circa, 0.05 % Nb circa)

Favoriscono l'indurimento per precipitazione generando carbonitruri fini e coerenti con la matrice

Cr

Elemento sostituzionale, migliora la resistenza alla corrosione ed alla ossidazione a caldo

Ni (Cu)

Migliora la tenacità a parziale discapito della resistenza al creep (una sostituzione parziale del Ni con Cu stabilizza la resistenza al creep)

C

Favorisce la formazione di precipitati fini; è un regolatore fine della saldabilità

B

Influenza l'interfaccia tra matrice e precipitati tipo M23C6, migliora la resistenza al creep riducendo l'ingrossamento di tali carburi

Ti

Migliora la resistenza al creep, favorendo la precipitazione di carbonitruri

Co

Elemento austenitizzanti, favorisce la nucleazione di carburi secondari fini durane il rinvenimento, con effetti migliorativi sulla resistenza a rottura a creep Tabella 1.6 - Principali effetti degli elementi di lega

La progettazione di questi materiali prende origine dal tradizionale 2¼Cr-1Mo e dal 2¼Cr-1Mo modificato al V Nb; in particolare: −

il grado T/P23 è caratterizzato da un più basso contenuto di C, dalla significativa presenza di 1,6% W circa, dello 0,2% di V e dello 0,02% di Nb (designazione iniziale HCM2S e introdotto nell’ASME- Code Case 2199);

−

’acciaio T/P24 prevede invece l’introduzione di elementi di microlega come lo 0,05%Ti, 0,015% B, 0,2% V e 0,030% N (designazione 7CrMoVTiB10-10).

In termini applicativi, il loro impiego è da ritenersi interessante nel campo di temperature compreso tra 550 e 580°C; il loro basso contenuto di carbonio permette di ottenere durezze attorno ai 350 HV10 (con una microstruttura formata da bainite-martensite), sia in ZF che ZTA (anche per gradienti di raffreddamento molto elevati).

22

Metallurgia e saldabilità degli acciai al Cr-Mo per servizio ad alta temperatura

105h Creep Rupture Strength (MPa)

300 T/P23 (HCM2S)

T/P91 250

200

T/P24 (7CrMoVTiB10-10) T/P22 (10CrMo9-10)

T/P24

150

T/P23

100

T/P22

T/P91 (9CrMoVNb)

50

0 500

520

540

560

Temperature (°C)

580

600

Figura 1.13 - Resistenza alla rottura a creep a 105 ore dei gradi T/P 22, T/P 23 e T/P 24

Sulla base delle esperienze condotte ad oggi in saldatura, sono emerse alcune linee fondamentali: −

è pensabile di omettere il trattamento termico dopo saldatura;

−

non è ancora chiaramente identificato lo spessore minimo per il quale si renda necessario l’applicazione del trattamento termico dopo saldatura;

−

quando effettuato, il trattamento è da svolgere tra 730° e 775°C per un tempo compreso tra 1,5 - 8 ore.

Aspetto fondamentale è certamente la scelta del materiale d'apporto; data la relativamente recente introduzione di tali gradi, non esistono ad oggi standard che propongano classificazioni di riferimento. Evidentemente, l’analisi chimica definita per il materiale di base è stata il punto di partenza per lo sviluppo dei relativi consumabili: l’ottenimento e - prima ancora - la ricerca di proprietà meccaniche e metallurgiche in zona fusa congruenti con quelle del materiale di base, insieme a buone caratteristiche di saldabilità, ha richiesto progressivi affinamenti dell'analisi chimica. Per le caratteristiche tensili (a temperatura ambiente) si assumono spesso a riferimento quelle del materiale, come ad esempio: −

Code Case 2199 per T/P 23 YS > 400 MPa e TS > 510 MPa, per T/P24 YS > 450 MPa e TS > 585 MPa);

−

per la tenacità si considera in genere come riferimento i 27J a temperatura ambiente (anche per lo stato as-welded).

Sul piano metallurgico, con particolare riferimento alla zona fusa, alcuni elementi chiave possono essere messi in evidenza, tra gli altri: −

Ti, B, Nb, V e W sono aggiunti per favorire la formazione di precipitati che in soluzione solida permettono l’incremento delle caratteristiche meccaniche ad alta temperatura e la resistenza allo scorrimento viscoso; 23

Metallurgia e saldabilità degli acciai al Cr-Mo e degli acciai al Ni −

il Ni (con una percentuale di circa 0,5%) migliora la tenacità sia allo stato “as-welded” che dopo trattamento termico dopo saldatura;

−

il contenuto di ossigeno deve essere reso minimo (fondamentale l'uso di disossidanti e materie prime estremamente pure).

Esempi dell'effetto del tenore di nickel in zona fusa nei confronti della durezza e della tenacità in

350

40 35

300

30

250

Kv / J

Weld Metal Hardness Hv10

zona fusa per i gradi T/P 23 sono riportati nelle figure 1.14A e 1.14B, di seguito riportate.

200

As-welded conditions

150

25 20 15

Kv +40°C

10

After PWHT 715°C/8h

As- welded conditions

Kv +20°C

5 0

100 0

0.1

0. 2

0.3

0.4

0.5

0.6

0.7

0

0.1

Ni% in Weld Metal

A

0.2

0.3

0 .4

0.5

0.6

0.7

Ni% in Weld Metal

B

Figura 1.14A e 1.14B - Effetti del tenore di nickel in zona fusa

Il preriscaldo (in genere da 100°C a 200°C) non sembra avere un effetto pronunciato sui livelli di durezza del giunto saldato (la trasformazione martensitica, e la relativa durezza finale, sono poco influenzate dalla velocità di raffreddamento); con il processo TIG (a basso apporto di idrogeno in saldatura), può essere talvolta addirittura omesso il preriscaldo. La temperatura massima di interpass è da scegliere invece in funzione del preriscaldo adottato e può variare tra 150e 300°C). Analizzando rapidamente le caratteristiche meccaniche della zona fusa, è possibile distinguere alcune osservazioni fondamentali: −

la durezza (per entrambi i gradi T23 e T24) rimane in genere al di sotto dei 350 HV10 nella condizione “as-welded”;

−

il trattamento termico dopo saldatura (ad esempio, 715°C per 8 ore oppure 740°C per 2 ore per il T23 e 700°C per 8 ore oppure 740°C per 2 ore per il T24), consente di ridurre la durezza della zona fusa fino a valori inferiori a 248 HV10 max (tipico requisito per servizio in H2S umido, ad esempio);

−

la zona fusa dei giunti per il grado T24 risulta mediamente più dura di quella dei giunti T23, a parità di condizioni di trattamento termico dopo saldatura;

−

la caratteristiche tensili a temperatura ambiente e a caldo (550°C) della zona fusa soddisfano i requisiti minimi prescritti per il materiale base;

−

le prova di tenacità (KV a temperatura ambiente) evidenziano che, nello stato “as-welded”, la zona fusa del grado T24 (20J circa) risulta meno resiliente di quella T23 (50J circa).

−

una riduzione dell’apporto termico specifico ha consentito, in alcuni casi, un miglioramento delle caratteristiche di tenacità della zona fusa (ad esempio, tenacità migliorata con elettrodi Ø 3,2 mm rispetto Ø 4,0 mm);

24

Metallurgia e saldabilità degli acciai al Cr-Mo per servizio ad alta temperatura −

per il grado T23, su giunti trattati termicamente (a 740°C per 2 ore), prove accelerate di “creep” (condotte a 550°C con sollecitazioni di 200 e 250 MPa) hanno fornito tempi a rottura comparabili a quelli misurati in materiali base;

−

prove per la valutazione della suscettibilità a fragilità di rinvenimento (temper embrittlement) (trattamento termico + step cooling) della zona fusa hanno evidenziato per entrambi i materiali T23 e T24 una resistenza all’infragilimento da trattamento termico (a740°C per 2 ore) accettabile (congruentemente al bassissimo contenuto di elementi secondari, quali As, Sb, Sn, P, ecc. da garantire in ZF).

Relativamente al trattamento termico dopo saldatura (figura 1.15A), per i gradi P23: −

la durezza della zona fusa (allo stato come saldato) è inferiore a 350 HV10 e la tenacità a temperatura ambiente è molto prossima 27J a 20°C;

−

per i giunti in P23 trattati a 740°C per 1,5 ore, la durezza della zona fusa si riduce invece fino a circa 250 HV10 mentre la tenacità si incrementa sensibilmente fino a 175J a 20°C.

275 250 225 200

Kv +20°C (J)

175 150 125

Weld m etal - Individual values

100

Weld m etal - Average values

75

Heat Affected Zone - Individual values

50

Heat Affected Zone - Average values

25 0 as-welded 19500

720°C / 1.5h

20000

740°C / 1. 5h

760° C / 1.5h

20500

740° C / 8h

21000

21500

LMP20 = (T/°C+273)x(20+Log(t/h)) Figura 1.15A - Effetti del trattamento termico (tenacità relative al processo elettrodo rivestito - saldatura circonferenziale di materiale base P23)

Nel caso invece del grado P24 (figura 1.15B): −

la durezza (allo stato as-welded) supera il valore di 350HV10 sia in zona fusa che in ona termicamente alterata, mentre la tenacità non raggiunge i 27J a 20°C;

−

per i giunti in P24 trattati a 730°C per 1,5 ore, i livelli di durezza del giunto si riducono fino a valori inferiori a 250HV10 e la tenacità supera significativamente i 100J a 20°C.

In generale, occorre osservare che questi materiali (gradi 23 e 24) mostrano una forte suscettibilità a fenomeni di “stress-relief cracking” in fase di trattamento termico: in genere, trattamenti condotti a temperature più basse e per tempi più lunghi sono da considerarsi preferibili rispetto a trattamenti condotti a temperatura più elevate e per tempi più brevi. 25

Metallurgia e saldabilità degli acciai al Cr-Mo e degli acciai al Ni

Figura 1.15B - Effetti del trattamento termico (tenacità relative al processo elettrodo rivestito - saldatura circonferenziale di materiale base P24)

Considerazioni sicuramente diverse devono essere fatte per gradi più legati, che possono in qualche modo essere visti come naturale evoluzione di acciai come il P91. E' il caso del grado T/P92 (NF616); in termini introduttivi, esso può essere presentato con le seguenti osservazioni fondamentali: −

resistenza a creep (a 600°C) maggiore del circa 30% rispetto al P91;

−

impiegato nella costruzione di tubazioni di piccolo diametro e piccolo spessore (in SH e SH secondari);

−

impiegato nella costruzione di tubazioni di maggiore diametro e spessore (per vapore surriscaldato ad altissima pressione e temperatura);

−

tenore di molibdeno ridotto al 0.5% circa ed aggiunta di tungsteno intorno all'1.7% W, con modesti tenori di boro;

−

attento controllo del contenuto di Nb, V e N;

−

composizione chimica (tabella 1.7) mirata alla formazione di carburi e carbonitruri molto stabili, capaci di incrementarne la resistenza a creep;

−

temperature di impiego fino a 625°C.

I gradi fondamentali, secondo la prassi ASTM, assumono le designazioni T92, P92 ed F92 per tube, pipe e forging rispettivamente.

C

Mn

Si

S

P

Cr

Ni

Mo

W

Nb

V

Al

B

Min

0,07

0,30

-

-

-

8,50

-

0,30

1,50

0,04

0,15

-

0,01

max

0,13

0,60

0,50

0,010

0,020

9,50

0,40

0,60

2,00

0,09

0,25

0,04

0,06

Tabella 1.7 - Composizione chimica del grado P92

26

Metallurgia e saldabilità degli acciai al Cr-Mo per servizio ad alta temperatura ASTM/ ASME

Grado

A213 / A335 A182

Trattamento termico

Resistenza meccanica [MPa]

Rp0,2 [MPa]

A%

Durezza HB

T normalizzazione

T rinvenimento

T/P92

≥ 1040°C

≥ 730°C

≥ 620

≥ 440

≥ 20

≤ 250

F92

≥ 1040°C

≥730°C

≥ 620

≥ 440

≥ 20

≤ 269

Tabella 1.8 - Caratteristiche meccaniche del grado P92

A titolo di esempio, si riportano nella tabella 1.8, successiva, le caratteristiche meccaniche tipiche. Di principio, possono essere considerati utilizzabili gli stessi processi di saldatura impiegati di norma per l grado 91; va tuttavia considerato che al momento non esistono norme nazionali od internazionali per la classificazione dei materiali d’apporto. Ai fini della scelta del consumabile occorre considerare, in relazione al materiale base: −

la sua composizione chimica caratteristica (0.1%C, 9%Cr, 0,5%Mo, 1.7%W e contenuto controllato di V, Nb, N e B);

−

la microstruttura formata da martensite, con possibili piccole tracce di ferrite delta;

−

la microstruttura desiderata, martensite rinvenuta e indurita da Mo e W (indurenti per soluzione) e per precipitazione di carburi M23C6 e V e Nb carbonitruri.

La composizione della zona fusa differisce in genere da quella del materiale base, allo scopo di ottenere il miglior bilanciamento possibile tra le relative proprietà di resistenza a creep e tenacità. In particolare, ai principali elementi di lega può essere associato il seguente scopo: −

il nickel incrementa la tenacità (ostacola la formazione dei ferrite delta ed abbassa AC1);

−

il niobio è in genere inferiore rispetto al materiale di base;

−

il boro è limitato a 15÷25 ppm poiché incrementa la resistenza a “creep” ma riduce la tenacità;

−

elementi come V, C, N hanno minore influenza sulla tenacità (devono essere bilanciati per non avere anomala formazione di ferrite);

−

il cobalto (1÷2%) è usato in sostituzione (parziale o totale) del Ni (Ni+Mn abbassano AC1).

Per quanto attiene alla procedura di saldatura, il preriscaldo è necessario per evitare problematiche di criccabilità a freddo: il preriscaldo minimo da applicare è inferiore a quello del P22 e leggermente superiore a quello del P91 (la saldatura viene quindi condotta in presenza di piccole percentuali di austenite residua). Esso viene quindi eseguito a circa 150÷200°C ed è generalmente indipendente dallo spessore del materiale da saldare; per il processo TIG (a basso apporto di idrogeno in saldatura), può essere sufficiente un preriscaldo più blando, di 100°C circa. La temperatura massima di interpass è in genere di 250°C, allo scopo di permettere la trasformazione in martensite di ogni singola passata di saldatura (da temprare ad opera delle successive). Va osservato che gli effettivi valori del preriscaldo e dell'interpass sono in grado di influenzare la tenacità della zona fusa. Per quanto riguarda l'esecuzione del postriscaldi, esso è da raccomandare (tanto maggiore lo spessore di saldatura) ed è effettuato attorno a 200°C per 2÷4 ore; è importante fare seguire al postriscaldo un raffreddamento fino a una temperatura inferiore a quella di preriscaldo (prima di 27

Metallurgia e saldabilità degli acciai al Cr-Mo e degli acciai al Ni procedere con il trattamento termico dopo saldatura) in modo da eliminare l’austenite residua presente (l’idrogeno intrappolato nell’austenite residua si diffonde più lentamente rispetto che all’interno della martensite). In pratica, sino a circa 50 mm di spessore si può eseguire un raffreddamento sino a temperatura ambiente (molto lentamente) senza postriscaldi; il postriscaldo diventa necessario per spessori superiori a 50 mm e/o il raffreddamento a temperature non inferiori a 80°C. Ulteriori osservazioni: −

i giunti saldati non sottoposti a trattamento termico dopo saldatura possono essere suscettibili di “stress-corrosion cracking” in ambiente umido;

−

i giunti non ancora trattati termicamente devono essere maneggiati con cura.

Argomento di sicura criticità è il trattamento termico dopo saldatura; al riguardo, molte sono gli aspetti da considerare: −

la durezza delle strutture martensitiche si aggira sui 400÷450 HV (come per il P91) ed il PWHT è obbligatorio a prescindere dallo spessore di saldatura;

−

il giunto deve essere raffreddato al di sotto di 100°C (martesintizzazione) per almeno 2 ore, prima del trattamento termico dopo saldatura;

−

la temperatura Ms è attorno a 300 ÷ 400°C, Mf a 200 ÷ 300°C.

Il trattamento termico dopo saldatura deve essere eseguito a temperatura non inferiore a 730°C (ASME Code), ma in pratica è fortemente raccomandata una T di 760°C (i materiali base vengono forniti con rinvenimento a 750÷780°C); esso non deve mai superare la temperatura AC1 (pari a circa 845°C) del materiale base per evitare fenomeni di indurimento secondario (formazione di austenite fresh e quindi martensite non rinvenuta durante il successivo raffreddamento). In taluni casi (contenuto maggiore di Mn e Ni), la temperatura AC1 potrebbe abbassarsi fino a 790÷810°C; la permanenza alla temperatura di trattamento deve essere pari ad almeno 2 ore, anche se stasi di quattro ore sono da considerarsi preferibili. Le prestazioni del giunto risultano ovviamente influenzate dall'esecuzione del trattamento e dalle sue modalità; la zona fusa presenta in genere notevole resistenza all’addolcimento a seguito del trattamento stesso (prerogativa anche della ZTA): pertanto, le caratteristiche meccaniche del giunto sono superiori a quelle del materiale base, determinando condizioni di overmatching. Inoltre: −

la relazione tra resistenza e durezza è simile a quella del grado 91;

−

la resistenza a rottura diminuisce leggermente con l’aumentare del tempo di stasi alla temperatura di trattamento.

Nella figura 1.16 sono riportate le correlazioni tra resistenza meccanica e durezza in varie condizioni di saldatura. Considerando il comportamento in temperatura, si osservano in genere prestazioni anche migliorative rispetto al materiale di base, con differenze significative tra i vari processi (figura 1.17). Analogamente, le prove ad oggi condotte in regime di scorrimento viscoso evidenziano (figura 1.18) una resistenza a creep della zona fusa vicino (talvolta anche superiore) a quella media del materiale base. 28

Metallurgia e saldabilità degli acciai al Cr-Mo per servizio ad alta temperatura

Figura 1.16 - Correlazione tra resistenza meccanica e durezza per il grado 92 a fronte di diverse modalità di saldatura

Figura 1.17 - Resistenza meccanica ad elevata temperatura dei giunti saldati per il grado 92

Figura 1.18 - Resistenza allo scorrimento viscoso ad elevata temperatura della zona fusa per il grado 92

29

Metallurgia e saldabilità degli acciai al Cr-Mo e degli acciai al Ni Più complessa appare invece la situazione inerente la tenacità. In primo luogo, in relazione ai bassi valori di tenacità garantiti, si raccomanda l’esecuzione della prova idraulica a 20°C; occorre mettere in conto che i valori minimi di resilienza normalmente richiesti da norme o codici per altri materiali (ad esempio, 47J a 20°C secondo la EN 1599 per il P91) risultino difficilmente raggiungili (con i trattamenti dopo saldatura industrialmente applicabili). Infatti, le temperature di trattamento termico sono superiori a quelle adottate per il grado 91 e sono da mettere in relazione alla maggiore resistenza al rinvenimento del grado 92; d'altra parte, la temperatura massima di trattamento termico è limitata dalla temperatura AC1 del materiale base e piccole variazioni della temperatura di prova possono portare a forti variazioni dei valori di resilienza ottenuti (la temperatura di transizione del P92 è compresa nell’intervallo 0÷40°C). Non va trascurato il fatto che il coefficiente di espansione laterale misurabile su provette KV è leggermente inferiore a quello misurabile per il P91 (in zona fusa); in definitiva, la tenacità della zona fusa è influenzata da quattro fattori: composizione chimica, trattamento termico (capace anche di abbassare i livelli di durezza sotto i 300 HV, con un massimo di 250 HV in zona fusa), processo/i di saldatura (livelli di ossigeno inferiori a 100÷200 ppm, ottenibili con il TIG, consentono di incrementarne la tenacità) e affinamento della microstruttura (la tecnica a passate di piccolo spessore è raccomandata). Con riferimento alla zona termicamente alterata, la sua microstruttura è essenzialmente di tipo martensitico, con durezze superiori a 400 HV (allo stato as-welded); i valori di resilienza ottenibili sono bassi, come altrettanto bassa risulta la resistenza a rottura fragile (sempre allo stato aswelded). Dopo trattamento termico, la durezza si riduce fino a valori inferiori a 280÷290HV e la duttilità della risulta soddisfacente (a prove di piegamento). Considerando le prestazioni a creep del giunto nel suo complesso, non della sola zona fusa dunque, è possibile affermare che le prove (ad oggi) condotte evidenziano una resistenza a creep (a lungo termine) del giunto saldato inferiore a quella mostrata mediamente dal materiale base (figura 1.19).

30

Figura 1.19 - Resistenza allo scorrimento viscoso dei giunti saldati per il grado 92

Metallurgia e saldabilità degli acciai al Cr-Mo per servizio ad alta temperatura Nel suo insieme, il complesso delle fasi previste prima, durante e dopo la saldatura è quello riassunto nella figura 1.20. In ultimo, dopo il grado 92, si considerano di seguito le principali caratteristiche applicative

e

la

saldabilità

dell'acciaio

HCM12A (grado 122). Esso contiene 10÷12% Cr e 2%W ed è tipicamente destinato alla costruzione di “fresh steam superheater”; la sua resistenza a corrosione è superiore a quella

Figura 1.20 - Ciclo di saldatura, grado 92

di acciai al 9%Cr, come i gradi P91, P92 e E911 e costituisce il vantaggio principale connesso al suo impiego. Presenta una struttura bifasica, formata da martensite rinvenuta e circa il 30% di ferrite; la sua resistenza a creep” è confrontabile a quella del grado P92. Durante la saldatura, e praticamente a prescindere dalla severità del relativo ciclo termico (t8/5), la zona termicamente alterata mostra una struttura martensitica con corrispondenti livelli di durezza superiori a 450 HV: ne consegue una elevata tendenza alla formazione di cricche a freddo, da contrastare con l’applicazione di un adeguato preriscaldo e l’impiego di processi a basso apporto di idrogeno in saldatura (ad esempio, TIG). Le caratteristiche di tenacità (e quindi di resistenza alla rottura fragile) della zona termicamente alterata dei giunti (avente struttura martensitica) sono alquanto scadenti (insieme ad elevati livelli di durezza); l’esecuzione del trattamento termico dei giunti diventa pertanto essenziale: un trattamento termico condotto a 750°C per 2 ore consente di rinvenire la struttura martensitica (dura e fragile) della zona termicamente alterata, con conseguente incremento delle relative caratteristiche di tenacità e riduzione dei locali livelli di durezza fino a valori inferiori a 340 HV. I giunti saldati con processo TIG (senza preriscaldo ed interpass 250°C), con materiali d’apporto di composizione chimica similare a quella del materiale base, mostrano caratteristiche meccaniche non inferiori a quelle del materiale base; i valori di resilienza ottenibili in zona fusa (188 J) e zona termicamente alterata (142 J) sono da considerarsi accettabili (dopo trattamento termico a 740°C per 5 ore), mentre i valori di durezza ottenibili in zona fusa e zona termicamente alterata non superano i 300 HV (dopo trattamento termico a 740°C per 5 ore). I giunti saldati con processo ad elettrodi rivestiti (con preriscaldo di 200°C ed interpass 300°C), con materiali d’apporto di composizione chimica similare a quella del materiale base, mostrano caratteristiche meccaniche non inferiori a quelle del materiale base; i valori di resilienza in zona fusa (50J a 0°C e 84J a 20°C) sono inferiori a quelli ottenibili con processo TIG (dopo trattamento termico a 740°C per 5 ore); i valori di durezza ottenibili in zona fusa e zona termicamente alterata non superano i 300 HV (allo stato trattato) si rammenta che il materiale base possiede una struttura martensitica, con resilienza di 82 J a temperatura ambiente e durezza media non superiore a 270 HV.

31

Metallurgia e saldabilità degli acciai al Cr-Mo e degli acciai al Ni Dal punto di vista microstrutturale, si può considerare il seguente quadro di riferimento: −

materiale base: martensite rivenuta + ferrite delta con precipitazioni di carburi e carbonitruri entro e al bordo di grano;

−

zona fusa: bainite, martensite rivenuta e ferrite delta con precipitazioni di carburi e carbonitruri entro e al bordo di grano;

−

zona termicamente alterata: martensite rivenuta e ferrite delta con precipitazioni di carburi e carbonitruri entro e al bordo di grano.

Giova osservare inoltre che le sperimentazioni condotte hanno evidenziato una sostanziale insensibilità del materiale a fenomeni di criccabilità da riscaldo (reheat cracking o stress-rilief cracking); alcune applicazioni industriali del HCM12A non hanno evidenziato, dopo circa 3 anni di esercizio, alcun degrado delle sue caratteristiche meccaniche originarie e una resistenza a creep simile a quella stimata.

32

Metallurgia e saldabilità degli acciai al nichel per sevizio a bassa temperatura

2. 2.1.

METALLURGIA E SALDABILITÀ DEGLI ACCIAI AL NICHEL PER ESERCIZIO A BASSA TEMPERATURA Introduzione

Gli acciai al nichel sono stati sviluppati quando ci si rese conto che gli accorgimenti metallurgici, fino allora adottati, per ottenere acciai al carbonio - manganese con buone caratteristiche di tenacità, non erano più sufficienti per l'impiego a temperature di esercizio particolarmente basse. Gli acciai cosiddetti criogenici (cioè per impieghi a basse temperature) sono stati studiati per evitare il ricorso ad altre leghe, già in uso da tempo, e con caratteristiche di tenacità ancora migliori ma di costo nettamente superiore, come ad esempio gli acciai inossidabili austenitici al cromo nichel, alcune leghe di nichel, l'alluminio ed alcune sue leghe e, più anticamente, il rame ed alcune sue leghe.

Figura 2.1 - Un esempio di serbatoio di stoccaggio realizzato con acciaio al 9% Ni per gas liquefatti

33

Metallurgia e saldabilità degli acciai al Cr-Mo e degli acciai al Ni Come noto, il comportamento dei metalli e delle leghe da essi derivate alle basse temperature dipende, in buona parte, dalla loro struttura metallografica, infatti: −

gli acciai che possiedono una struttura cubica a corpo centrato, presentano, al variare della temperatura, un intervallo di transizione del comportamento duttile - fragile; tra gli acciai di questo tipo vi sono gli acciai al carbonio, gli acciai debolmente legati contenenti manganese e nichel e gli acciai legati al nichel;

−

gli acciai e gli altri metalli che possiedono, invece, una struttura cubica a facce centrate non presentano, al variare della temperatura, un intervallo di transizione del comportamento duttile - fragile, ma una graduale riduzione della loro tenacità al diminuire della temperatura; tipici, come accennato, sono gli acciai austenitici al cromo - nichel; altri metalli con tale struttura sono il nichel, l'alluminio, il rame ed alcune loro leghe.

Per migliorare il comportamento a bassa temperatura degli acciai al carbonio, o carbonio manganese, nelle acciaierie si adottano i seguenti accorgimenti: −

la completa disossidazione dell'acciaio e l'uniforme distribuzione delle impurezze, al fine di evitare concentrazioni locali di segregazioni e migliorare la duttilità e la tenacità dell'acciaio;

−

l'ottenimento di strutture a "grano fine", mediante trattamenti termici o trattamenti termomeccanici, favorevoli sia nei confronti della resistenza meccanica sia della tenacità;

−

il blocco dell'azoto con formazione di composti che rendono l'acciaio anti - invecchiante.

Pertanto, per impieghi a temperature fino

a circa - 45°C, si usano acciai al carbonio ed al

carbonio - manganese (spesso con la presenza di piccole quantità di elementi formatori di carburi quali Nb e V) prodotti a grano fine, sia con trattamento di normalizzazione (o laminazione di normalizzazione), sia con trattamento termomeccanico. Dalla figura 2.2, si può notare come per tenori di manganese inferiori a 1,5% si abbia una sensibile diminuzione della temperatura di transizione in modo proporzionale all'aumento del tenore di manganese.

Figura 2.2 - Variazione della temperatura di transizione della tenacità in funzione del tenore di manganese

34

Metallurgia e saldabilità degli acciai al nichel per sevizio a bassa temperatura Per impieghi a temperature inferiori a - 45°C possono ancora essere usati acciai al carbonio o carbonio - manganese, microlegati o no, con grano finissimo ottenuto per bonifica oppure, più comunemente, sono usati gli acciai al nichel; dalla figura 2.3 si nota come le aggiunte di nichel spostino le curve di transizio-

Figura 2.3 - Variazione della tenacità alla frattura in funzione del tenore di nickel

ne verso le temperature più basse. Le qualità di acciaio più comunemente adottate per impieghi industriali a bassa temperatura sono le seguenti: −

acciai con tenore di nichel fino all'1,5%: questi acciai sono adatti per costruire serbatoi, recipienti in pressione e tubazioni per impiego a temperature non inferiori a -60°C;

−

acciaio al 3,5% di nichel: questo acciaio ha una particolare importanza in quanto il suo uso accettato fino alla temperatura dell'etilene liquido (-103°C); con questo materiale sono costruiti componenti che trattano gas liquefatti come propano, acetilene, etano;

−

acciaio al 5% di nichel bonificato: questo acciaio prodotto e usato soprattutto in Germania nella fabbricazione di componenti per lo stoccaggio di etilene liquido e nella realizzazione di parti di impianti criogenici;

−

acciaio al 9% di nichel: l'impiego di questo acciaio é andato progressivamente affermandosi nella costruzione di componenti per la produzione, il trasporto e lo stoccaggio di gas liquefatti, particolarmente metano. La sua importanza è dovuta alla sua elevata tenacità fino alla temperatura dell'azoto liquido (-196°C), ed alle sue notevoli caratteristiche tensili.

La tabella 1 riporta le temperature di liquefazione di alcuni dei più importanti gas industriali.

Gas

Temperatura di liquefazione [°C]

Tipo di materiale utilizzabile

Ammoniaca Propano Propilene Acido solforico Anidride carbonica Acetilene Etano Etilene

-33.4 -42.1 ÷ -45.5

Acciai al carbonio, acciai a grano fine calmati all'Al

-47.7 -59.5 -78.5

Acciai al nickel (sino all'1.5)

-84 -88.4 -103.8

Acciai al 3.5 nickel

Metano Ossigeno Argon

-163 -182.9 -188.1

Acciai al 5% e al 9% nickel

Azoto Idrogeno Elio

-195.8 -252.8 -268.9

Acciai inossidabili austenitici, leghe di alluminio, leghe al 12% nickel

Tabella 2.1 - Temperature di liquefazione ed acciai utilizzabili per alcuni dei più importanti gas industriali

35

Metallurgia e saldabilità degli acciai al Cr-Mo e degli acciai al Ni

2.2.

Metallurgia

La funzione del nichel negli acciai si esplica con spiccate proprietà di austenitizzazione, come si evince facilmente vede dal diagramma di stato riportato in figura 2.4. Il nichel è solubile sia nel ferro gamma sia nel ferro alfa: esso rinforza il reticolo cristallino in maniera da aumentarne la resistenza senza aumentare la durezza. Più importante è il suo effetto sulle temperature di trasformazione allotropiche (A3, A1, Ms, Mf) che sono abbassate (si veda, al proposito, il dettaglio riportato in figura 2.5); esso provoca inoltre una forte diminuzione delle velocità di tempra; gli acciai al nichel sono, pertanto, molto sensibili agli effetti dei trattamenti termici di tempra e rinvenimento. La struttura finale degli acciai al nichel risulta sempre molto fine; inoltre, il trattamento di tempra, quando effettuato (soprattutto nel caso degli acciai al 5% ed al 9% Ni), produce effetti anche a notevole profondità nello spessore del pezzo consentendo una buona omogeneità strutturale. Al crescere del tenore di nichel, la trasformazione gamma - alfa non è più definita; a causa di questa indeterminatezza, si possono ottenere strutture con percentuali variabili di austenite residua. L'austenite residua rimane stabile fino a bassissime temperature per cui ritenuta responsabile, insieme alla martensite rinvenuta ed alle ridotte dimensioni del grano, della ottima tenacità di questi acciai. L'acciaio al 9% di nichel, ad esempio, presenta una struttura martensitica rinvenuta con una percentuale di austenite residua compresa fra il 5% ed il 20%. Il nichel non forma carburi per cui non si verificano fenomeni di infragilimento da precipitazione. Questo elemento, inoltre, forma difficilmente ossidi ma, quando si formano, risultano molto resistenti e molto aderenti, oltre ad essere più altofondenti rispetto al materiale base; l'eliminazione degli ossidi di nichel dai lembi, prima della saldatura, richiede infatti particolare attenzione. Il nichel forma solfuri a basso punto di fusione, per cui esiste il pericolo di segregazioni intergranulari che possono dare luogo a problemi nei confronti della criccabilità a caldo (cricche da liquazione).

Figura 2.4 - Il diagramma di stato ferro - nickel

36

Figura 2.5 - Dettaglio del diagramma di stato ferro - nickel

Metallurgia e saldabilità degli acciai al nichel per sevizio a bassa temperatura

2.3.

Classificazione e designazione degli acciai al nickel: normativa di riferimento

Come in numerosi altri casi, anche per gli acciai al nichel la normativa di riferimento ha subito nel corso degli ultimi anni aggiornamenti sostanziali. In particolare, il primo riferimento a livello continentale è stata la UNI EU 129, sostituita però già nel 1995 dalla UNI EN 10028-4:1995 "Prodotti piani di acciai per recipienti a pressione. Acciai legati al nichel con caratteristiche specificate a bassa temperatura". Tale norma è stata in effetti il riferimento per quasi dieci anni; nel 2004, infatti, è stato approntato un suo aggiornamento conclusosi con l'approvazione della UNI EN 10028-4:2004 "Prodotti piani di acciai per recipienti a pressione - Parte 4: Acciai legati al nichel con caratteristiche specificate a bassa temperatura", attualmente in vigore. Relativamente alle tipologie di acciaio (gradi) ed alle composizioni chimiche (tabella 2.2), non sono state apportate modifiche sostanziali nel passaggio alla normativa attuale dalla precedente. Si osserva la presenza di tre gradi basso-legati al Mn - Ni, con un tenore medio massimo di nickel pari all'1,5% (grado 15NiMn6); oltre, si notano i tradizionali acciai al 3,5, 5 e 9% nickel, quest'ultimo presente in due differenti tipologie.

Tipo di acciaio Designazione Designazione alfanumerica numerica 11MnNi5-3

1.6212

Composizione chimica (% in massa) C max

Si max

0,14

0,50 0,70 ÷ 1,50

Mn

P max

S max

Al max

Mo max

Nb max

Ni

V max

0,025

0,015

0,020

-

0,05

0,30 ÷ 0,80

0,05

13MnNi6-3

1.6217

0,16

0,50 0,85 ÷ 1,70

0,025

0,015

0,020

-

0,05

0,30 ÷ 0,85

0,05

15NiMn6

1.6228

0,18

0,35 0,80 ÷ 1,50

0,025

0,015

-

-

-

1,30 ÷ 1,70

0,05

12Ni14

1.5637

0,15

0,35 0,30 ÷ 0,80

0,020

0,010

-

-

-

3,25 ÷ 3,75

0,05

X12Ni5

1.5680

0,15

0,35 0,30 ÷ 0,80

0,020

0,010

-

-

-

4,75 ÷ 5,25

0,05

X8Ni9

1.5662

0,10

0,35 0,30 ÷ 0,80

0,020

0,010

-

0,10

-

8,50 ÷ 10,00 0,05

X7Ni9

1.5663

0,10

0,35 0,30 ÷ 0,80

0,005

0,005

-

0,10

-

8,50 ÷ 10,00 0,01

Tabella 2.2 - Analisi chimica (colata) degli acciai al nickel secondo norma UNI EN 10028-4:2004

Le caratteristiche tensili di questi acciai sono notevoli, specie se si considera l'ottimo bilanciamento ottenuto tra valori resistenziali e duttilità. Come ovvio, tali caratteristiche sono fortemente correlate con l'analisi chimica come anche con lo stato di fornitura; al proposito, per ogni grado è chiaramente indicato nella tabella 2.3 lo stato di fornitura previsto. Si osservi come il grado X8Ni9 sia disponibile in due qualità (1.5662 e 1.5663) che si differenziano (oltre che per i diversi tenori di P, S e V) proprio per le possibili diverse condizioni di trattamento di fornitura (è utile osservare che indicazioni quali +NT640 oppure +QT680 rappresentano varianti del trattamento termico in cui la parte numerica indica la minima resistenza a rottura garantita).

37

Metallurgia e saldabilità degli acciai al Cr-Mo e degli acciai al Ni

Tipo di acciaio

Stato di fornitura tipico

Designazione alfanumerica

Designazione numerica

11MnNi5-3

1.6212

+N(+NT)

13MnNi6-3

1.6217

+N(+NT)

15NiMn6

1.6228

+N oppure +NT oppure +QT

12Ni14

1.5637

X12Ni5

1.5680

X8Ni9

1.5662

+N più +NT

X8Ni9

1.5662

+QT

X8Ni9

1.5662

+QT

X7Ni9

1.5663

+QT

+N oppure +NT oppure +QT +N oppure +NT oppure +QT

Spessore [mm]

Carico di snervamento [MPa]

≤ 30 30 < t ≤ 50 50 < t ≤ 80 ≤ 30 30 < t ≤ 50 50 < t ≤ 80 ≤ 30 30 < t ≤ 50 50 < t ≤ 80 ≤ 30 30 < t ≤ 50 50 < t ≤ 80 ≤ 30

285 275 265 355 345 335 355 345 335 355 345 335 390

30 < t ≤ 50

380

≤ 30 30 < t ≤ 50 ≤ 30 30 < t ≤ 50 ≤ 30 30 < t ≤ 50 ≤ 30 30 < t ≤ 50

490 480 490 480 585 575 585 575

Carico di rottura [MPa]

A%

420 ÷ 530

24

490 ÷ 610

22

490 ÷ 640

22

490 ÷ 640

22

530 ÷ 710

20

640 ÷ 840

18

640 ÷ 840

18

680 ÷ 820

18

680 ÷ 820

18

Tabella 2.3 - Caratteristiche tensili degli acciai al nickel secondo norma UNI EN 10028-4:2004

Per concludere il quadro relativo alle caratteristiche meccaniche garantite è necessario ricordare l'importanza dei requisiti minimi di tenacità, dati gli impieghi caratteristici di questi acciai, che impongono peraltro procedure di saldatura mirate (scelta delle temperature di preriscaldo ed interpass, limitazione agli apporti termici specifici, opportunità del trattamento termico dopo saldatura). Le tenacità alla frattura (riportate in tabella 2.4) sono ovviamente correlate con la composizione chimica dell'acciaio e con il suo stato di fornitura. Il grado più legato (X7Ni9) consente di ottenere tenacità garantite a quasi -200°C (100 e 80 J, in direzione longitudinale e trasversale alla direzione di laminazione, rispettivamente). Si osservi come le tenacità siano garantite per intervalli di spessore tra 5 e 80 mm per i primi tre gradi e tra 5 e 50 mm per gli altri. E' infine utile ricordare (tabella 2.5) le modalità di trattamento termico previste dalla norma europea, anche alla luce delle scelte poi necessarie in fase di stesura delle specifiche di procedura di saldatura.

38

1.5637

1.5680

12Ni14

X12Ni5

+N o +NT o +QT

+N o +NT o +QT

+N o +NT o +QT

X7Ni9

1.5663

50 70 50 65 50 65 50 70 60 100 70 120 100 120 100

L T L T L T L T L T L T L T

70

20

T

L

Direzione

100

120

100

120

70

100

60

70

50

60

50

65

50

60

50

60

0

100

120

100

120

70

100

55

70

45

55

45

65

45

55

45

55

-20

100

120

100

120

70

100

45

65

35

55

40

60

35

50

35

50

-40

100

120

100

120

70

100

45

65

35

50

35

50

30

45

30

45

-50

100

120

100

120

70

100

45

65

35

50

35

50

27

40

27

40

-60

100

120

100

120

70

100

40

60

30

45

27

40

-

-

-

-

-80

100

120

90

110

60

90

30

50

27

40

-

-

-

-

-

-

-100

100

120

80

100

50

80

27

40

-

-

-

-

-

-

-

-

-120

100

120

70

90

50

70

-

-

-

-

-

-

-

-

-

-

90

110

60

80

45

60

-

-

-

-

-

-

-

-

-

-

80

100

50

70

40

50

-

-

-

-

-

-

-

-

-150 -170 -196

Tenacità minima [J] alla temperatura [°C] di

Tabella 2.4 - Tenacità degli acciai al nickel secondo norma UNI EN 10028-4:2004

+QT

+QT

1.6228

15NiMn6

X8Ni9 + QT680 1.5662 + QT680

1.6217

13MnNi6-3

+N (+NT)

+N più +NT +QT

1.6212

11MnNi5-3

Stato di fornitura

X8Ni9 + NT640 1.5662 + NT640 X8Ni9 + QT640 1.5662 + QT640

Designazione numerica

Designazione alfanumerica

Tipo di acciaio

Metallurgia e saldabilità degli acciai al nichel per sevizio a bassa temperatura

39

Metallurgia e saldabilità degli acciai al Cr-Mo e degli acciai al Ni Tipo di acciaio Designazione Designazione alfanumerica numerica 11MnNi5-3 13MnNi6-3

1.6212 1.6217

15NiMn6

1.6228

12Ni14

1.5637

X12Ni5

1.5680

Stato di fornitura +N (+NT) +N (+NT) +N +NT +QT +N +NT +QT +N +NT +QT

X8Ni9 + NT640 1.5662 + NT640 +N più +NT X8Ni9 + QT640 1.5662 + QT640 X8Ni9 + QT680 1.5662 + QT680 X7Ni9 1.5663

+QT +QT +QT

Trattamento termico Austenitizzazione [°C]

Raffreddamento

Rinvenimento Raffredda[°C] mento

880÷940 880÷940 850÷900 850÷900 850÷900 830÷880 830÷880 820÷870 800÷850 800÷850 800÷850 880÷930 + 770÷830 770÷830 770÷830 770÷830

Aria Aria Aria Aria Aria o acqua Aria Aria Aria o acqua Aria Aria Aria o acqua

580÷640 580÷640 600÷660 600÷660 580÷640 580÷640 580÷660 580÷660

Aria Aria Aria o acqua Aria o acqua Aria o acqua Aria o acqua Aria o acqua Aria o acqua

Aria

540÷600

Aria o acqua

Aria Aria o acqua Aria o acqua

540÷600 540÷600 540÷600

Aria o acqua Aria o acqua Aria o acqua

Tabella 2.5 - Trattamento di fornitura degli acciai al nickel secondo norma UNI EN 10028-4:2004

Per quanto concerne invece alcune denominazioni commerciali di particolare diffusione, esistono attualmente in Italia diverse qualità d'acciaio commercializzate sotto varie denominazioni; si possono ricordare le più importanti: −

le serie ASA F-FF

−

la serie SELCO LT

−

la serie BT

Le serie ASA F-FF e SELCO LT sono costituiti da acciai indicati per impieghi di carpenteria a basse temperature ambientali e per la costruzione di serbatoi a pressione e recipienti per lo stoccaggio ed il trasporto di gas liquefatti a temperature fino a -80°C . La serie BT, acciai legati al nichel con Ni =1,5%, particolarmente tenaci a bassa temperatura, viene usata per impieghi criogenici fino a -196°C. Nella tabella 2.6 sono indicate le composizioni chimiche di alcuni di questi acciai ed alcune corrispondenze qualitative con le principali norme di riferimento.

Acciaio

C max

Mn max

Si P S max max max

Ni

Mo max

Nb max

SELCO 48LT

0.10

1.10

0.30 0.020 0.020

≤ 0.65

0.10

0.03

EN 10028-4

ASTM A662 Gr. B

SELCO 52LT

0.13

1.40

0.30 0.020 0.020

≤ 0.65

0.10

0.03

11MnNi5-3

ASA F48FF

0.14

1.50

0.40 0.020 0.015

≤ 0.80

-

-

-

ASA F52FF

0.16

1.60

0.40 0.025 0.010

≤ 0.80

-

-

11MnNi5-3

BT1.5 BT3.5 BT5

0.16 0.15 0.12

1.50 0.70 0.80

0.35 0.020 0.020 1.30÷1.70 0.35 0.020 0.020 3.25÷3.73 0.35 0.025 0.020 4.75÷5.25

-

-

BT9

0.10

0.80

0.30 0.025 0.020 8.25÷9.50

-

-

15NiMn6 12Ni14 X12Ni5 X8Ni9 X7Ni9

A662 Gr. C A537 Cl. 1 A662 Gr. C A537 Cl. 1 -

Tabella 2.6 - Esempi di designazione commerciale e relativa analisi chimica caratteristica

40

Metallurgia e saldabilità degli acciai al nichel per sevizio a bassa temperatura

2.4.

Saldabilità

Le condizioni di saldabilità per gli acciai al nichel sono differenti a seconda del tenore di nichel presente.

2.4.1

Acciai a basso tenore di nichel (sino al 3.5% Ni)

Problemi generali di saldabilità L'acciaio all'1,5% di nichel non presenta particolarità di saldatura che lo differenzino da quello al 3,5%, tranne l'utilizzo di materiali d'apporto meno legati in relazione alla temperatura d'esercizio. Il più tipico, tra gli acciai criogenici appartenenti a questa classe, è quello con il 3,5% di Ni; esso è fornito normalmente allo stato normalizzato, normalizzato e rinvenuto o bonificato. Nella figura 2.6 sono evidenziate le variazioni della tenacità alla frattura in funzione del trattamento di fornitura di tale acciaio. Questo acciaio presenta una resistenza a trazione simile a quella dell'acciaio S355; la sua struttura può variare in relazione al contenuto di carbonio ed al trattamento termico subito, dalla ferriticoperlitica a grano fine alla bainitica. La sua stabilità strutturale, e la sua conseguente tenacità, è sensibile alla temperatura di rinvenimento: con valori superiori a 600°C circa si può alterare sfavorevolmente la tenacità dell'acciaio per una probabile trasformazione dell'austenite residua in strutture fragili. Di conseguenza questo acciaio è molto sensibile alla fragilità da rinvenimento e, quindi, è buona regola controllare accuratamente le temperature di trattamento termico.

Figura 2.6 - Dipendenza della tenacità dallo stato di fornitura (acciaio al 3.5 Ni)

41

Metallurgia e saldabilità degli acciai al Cr-Mo e degli acciai al Ni Data la sua propensione alla tempra ed essendo importante, nel servizio a bassa temperatura, ridurre il più possibile le tensioni residue, è pratica comune saldare con un moderato preriscaldo, almeno per gli spessori superiori a 10 mm, ed eseguire un trattamento di rinvenimento - distensione a circa 550÷600°C. Il raffreddamento, compatibilmente con la complessità del pezzo, deve essere, per quanto possibile, rapido onde ridurre la permanenza al di sopra di 500°C: ad esempio, nel trattamento locale di giunti circonferenziali di tubazioni, terminato il periodo di permanenza a temperatura (che produce il rinvenimento - distensione) si può togliere la coibentazione. In ogni caso, è necessario limitare l'apporto termico e la temperatura interpass al fine di ottenere elevati valori di tenacità nella zona fusa e nella zona termicamente alterata; inoltre, per prevenire il possibile verificarsi di cricche a freddo, necessario controllare il tenore d'idrogeno. E' per difficile ottenere consistentemente valori di tenacità in zona fusa, comparabili a quelli del materiale base in corrispondenza delle più basse temperature d'esercizio ammissibili per il materiale base stesso. Per quanto riguarda i problemi relativi alla criccabilità a caldo, si deve ricordare che il nichel si combina con lo zolfo producendo solfuri a bassa temperatura di fusione: la presenza di questi solfuri aumenta la suscettibilità alla formazione di cricche a caldo e di cricche da liquazione: pertanto il contenuto di impurezze, sia nel materiale base, sia nel materiale d'apporto, deve essere assai limitato; inoltre molta cura deve essere posta nella pulizia dei lembi.

Procedimenti di saldatura I più comuni procedimenti usati per la saldatura di questi acciai sono: −

il procedimento TIG, generalmente impiegato per le prime passate senza ripresa al rovescio;

−

il procedimento ad arco con elettrodi a rivestimento basico, per la saldatura di lamiere e per le passate di riempimento di giunti di tubazioni;

−

il procedimento MIG;

−

il procedimento ad arco sommerso.

La scelta del materiale d'apporto che ha, di regola, tenore di Ni almeno pari a quello del materiale base, deve essere effettuata con molta cura e deve essere verificata, oltre che con le prove di messa a punto del procedimento e di certificazione della procedura, anche con prove di verifica sulle singole partite di materiali d'apporto. In particolare, per la saldatura dell'acciaio al 3,5% Ni i fili sono spesso elaborati sotto vuoto e prodotti con tenore di nichel leggermente inferiore a quello del materiale base (si usano talvolta materiali di apporto al 2,5 e 3% di nichel per saldare detto acciaio). Data la difficoltà, menzionata al punto precedente per l'acciaio al 3,5% Ni, di assicurare, particolarmente per le temperature più basse della gamma d'impiego, valori di tenacità accettabili in zona fusa, si ricorre, talvolta, all'impiego di materiali d'apporto austenitici al cromo - nichel o di lega di nichel (tipo Inconel). Quando sono adottati materiali d'apporto di acciaio austenitico al cromo - nichel non è opportuno 42

Metallurgia e saldabilità degli acciai al nichel per sevizio a bassa temperatura effettuare il trattamento termico dopo saldatura dal momento che esiste un diverso coefficiente di dilatazione tra l'acciaio ferritico e quello austenitico e, pertanto, non è assicurata la distensione della saldatura; inoltre, sussiste invece il pericolo di migrazione del carbonio. In assenza di trattamento termico dopo saldatura è necessario, pertanto, alterare il meno possibile il materiale base che dovrà essere scelto all'origine con una tenacità superiore a quella minima richiesta (ad esempio scegliendo acciaio fornito allo stato bonificato). In ogni caso, le passate di saldatura debbono essere piccole per ridurre l'effetto termico sulla zona termicamente alterata. Si usano anche, talvolta, le passate di rinvenimento (temper beads) per rinvenire le zone di materiale base "temprate" dalle ultime passate di riempimento; il sovrametallo eccessivo costituito da queste passate viene, quindi, asportato. E', pertanto, richiesta una particolare attenzione ed abilità ai saldatori. Nel caso si utilizzi materiale d'apporto in lega di nichel è possibile effettuare dopo saldatura un trattamento termico di rinvenimento - distensione abbastanza efficace, avendo la zona fusa un coefficiente di dilatazione termica simile a quello dell'acciaio di base e non presentandosi il pericolo di migrazione del carbonio. Tali materiali d'apporto, più costosi, sono generalmente usati se l'acciaio al 3,5% Ni è fornito allo stato normalizzato o normalizzato e rinvenuto: anche in tal caso la tecnica operatoria deve essere tale da alterare il meno possibile il materiale base: in casi particolarmente critici si può usare, prima della saldatura, una imburratura dei lembi fatta allo scopo di "proteggere" il materiale base dall'effetto termico della successiva saldatura.

2.4.2.

Acciai ad alto tenore di nichel (5÷9%)

Problemi generali di saldabilità L'acciaio al 5% di nichel presenta caratteristiche di resistenza meccanica e di tenacità intermedie fra quelle relative agli acciai al 3,5% e al 9% di nichel. Questo acciaio è sottoposto in fase di fabbricazione a diversi trattamenti termici, con riscaldamenti nella regione gamma - alfa e raffreddamenti tali da ottenere una struttura metallografica finale costituita da ferrite, martensite rinvenuta ed austenite residua. Questi trattamenti condizionano la sua saldabilità, in quanto le strutture ottenute nella zona termicamente alterata sono molto differenti da quelle ottimali; ciò comporta, soprattutto, una riduzione locale di tenacità: la figura 2.7 mostra gli effetti delle velocità di raffreddamento sulla curva di transizione della tenacità della zona termicamente alterata

Figura 2.7 - Dipendenza della tenacità del giunto (ZTA) dalla velocità di raffreddamento (acciaio al 5 Ni)

43

Metallurgia e saldabilità degli acciai al Cr-Mo e degli acciai al Ni a confronto con quella del materiale base. L'acciaio al 9% di nichel è fornito allo stato doppio normalizzato e rinvenuto o bonificato; come già detto, la sua struttura metallografica costituita da martensite rinvenuta e da austenite residua in percentuale variabile dal 5% al 20%. Esso presenta buona tenacità fino a temperature prossime a -200°C (azoto liquido: -196°C) ed elevate caratteristiche tensili; pertanto, per sfruttare pienamente nella progettazione le sue caratteristiche di resistenza, sussiste il problema di realizzare nel giunto delle caratteristiche meccaniche paragonabili. A causa dell'alto tenore di nichel presente, l'acciaio è molto sensibile alla storia termica che subisce nell'intervallo 300÷700°C. Il suo comportamento è giustificato da un intervallo di trasformazione molto ampio, per cui, nel riscaldamento, già a 450°C si forma dell'austenite che diventa eccessiva (oltre il 20%) a temperature superiori a 610°C; pertanto, l'intervallo ottimale in cui effettuare il rinvenimento, per ottenere le caratteristiche meccaniche tipiche dell'acciaio, risulta essere compreso tra 500 e 600°C. L'austenite rimane stabile fino alla temperatura ambiente purché il raffreddamento sia sufficientemente rapido. A seguito dell'elevata suscettibilità alla criccabilità a caldo e della scarsa tenacità della zona fusa, sia per l'acciaio al 5% di nichel sia per quello al 9% di nichel non sono stati messi a punto finora, con pieno successo, dei materiali d'apporto di composizione simile al materiale base; sono usati invece materiali d'apporto austenitici che non realizzano, in zona fusa, una resistenza meccanica simile a quella del materiale base mentre hanno un ottimo comportamento rispetto alla tenacità a bassa temperatura. Per quanto riguarda i difetti metallurgici che possono essere rilevati nei giunti saldati di questi acciai, occorre rilevare che: −

essendo impiegati materiali d'apporto austenitici, i problemi di criccabilità a caldo in zona fusa sono quelli relativi al materiale d'apporto adottato; in particolare è importante ridurre la diluizione con il materiale base, particolarmente nelle prime passate;

−

non sussistono invece problemi di criccabilità a freddo in zona termicamente alterata, mancando la trasformazione gamma - alfa della zona fusa che consente il trasferimento dell'idrogeno dalla zona fusa stessa alla zona termicamente alterata.

Le caratteristiche di tenacità in zona termicamente alterata devono invece essere mantenute, limitando, compatibilmente con le altre caratteristiche meccaniche (soprattutto la durezza), l'apporto termico specifico e le temperature di preriscaldo e di interpass. La limitazione dell'apporto termico specifico riduce inoltre anche il pericolo delle cricche da liquazione in zona termicamente alterata. E' anche importante, per mantenere una buona tenacità, una pre-ordinata disposizione delle passate, al fine di consentire il corretto verificarsi degli effetti di rinvenimento delle passate successive sulle zone termicamente alterate delle passate precedenti. L'effettuazione delle passate di rinvenimento può risultare benefica per la zona termicamente alterata corrispondente all'ultimo strato di riempimento. Infine, per questi acciai non sono da temere, in genere, gli strappi lamellari sia per il tipo di applicazione, in cui raramente si hanno tensioni che agiscono in direzione del traverso corto, sia per l'assai ridotto contenuto di impurezze di questi acciai. 44

Metallurgia e saldabilità degli acciai al nichel per sevizio a bassa temperatura

Procedimenti di saldatura Anche per questi acciai più legati si utilizzano i comuni procedimenti di saldatura precedentemente ricordati quali: TIG, MIG ad arco con elettrodi rivestiti e ad arco sommerso. La necessità di limitare l'apporto termico suggerisce l'uso di elettrodi e di fili con diametri ridotti rispetto a quelli adottati con gli altri acciai; il preriscaldo limitato a circa 100°C, e ciò vale anche per la temperatura interpass. Si deve segnalare inoltre una particolarità dell'acciaio al 9% di nichel, cioè il suo magnetismo residuo a seguito di manipolazione delle lamiere o dei pezzi. Ciò può comportare deviazioni dell'arco dovute al fenomeno del soffio magnetico e causare difettosità: per tale motivo si devono prevedere controlli del livello di magnetizzazione residua delle parti da saldare. Come già ricordato, i materiali d'apporto sono di tipo austenitico: −

per gli acciai al 5% di nichel si utilizzano, generalmente, materiali d'apporto di acciaio inossidabile al cromo-nichel (tipo 310 Mo o tipo 309 - quest'ultimo può per richiedere particolari precauzioni di saldatura per assicurare tenacità sufficiente alle più basse temperature di impiego); più raramente le leghe di nichel (tipo Inconel) in quanto non si esegue il trattamento termico post-saldatura per non rovinare la struttura dell'acciaio bonificato.

−

per gli acciai al 9% di nichel non si usano generalmente materiali d'apporto di acciaio inossidabile al cromo - nichel (tipo 310 o 310 Mo) in quanto la loro resistenza meccanica è troppo bassa. Si usano, correntemente, invece, materiali d'apporto in lega di nichel (tipo Inconel), che presentano caratteristiche tensili superiori a quelle dell'acciaio inossidabile austenitico, anche se ancora inferiori a quelle del materiale base. Da non molto tempo sono stati messi a punto materiali d'apporto particolari con resistenza più elevata (ad esempio, contenenti tungsteno); essi possono presentare una composizione chimica di base corrispondente a quella di una lega di nichel o a quella di un acciaio inossidabile austenitico al cromo -nichel.

In linea di principio, quando l'esercizio prevede escursioni termiche di una qualche frequenza dalla temperatura ambiente a quella di esercizio, è sempre opportuno impiegare materiali d'apporto in lega di nichel in quanto essi presentano un coefficiente di dilatazione termica simile a quella del materiale base e minimizzano pertanto gli eventuali fenomeni di fatica termica. In ogni caso va tenuto presente che tutti questi materiali d'apporto di tipo austenitico, ed in particolare quelli al tungsteno, richiedono in saldatura un maneggio particolarmente accurato per evitare incollature con il materiale base: difetto molto temibile anche perché i metodi di controllo, come quelli ultrasonori e magnetoscopici, impiegati per rivelare tale difetto non sono utilizzabili su questi giunti eterogenei. Pertanto, ai saldatori impiegati per saldare gli acciai al 5% e particolarmente al 9% di nichel, è richiesta particolare attenzione ed abilità. Per quanto riguarda, infine, il trattamento termico di rinvenimento - distensione dopo saldatura, valgono ancora le considerazioni già riportate per gli acciai a più basso tenore di nichel, anche se la scarsa stabilità metallurgica degli acciai al 5% ed al 9% di nichel nell'intervallo di temperatura considerato sconsiglia, in genere (particolarmente per l'acciaio al 9% di nichel) l'effettuazione di detto trattamento termico. 45

Metallurgia e saldabilità degli acciai al Cr-Mo e degli acciai al Ni

46

W52016 W52018

W52115 W52116 W52118

W53015 W53016 W53018

W53115 W53118

W53415

W51316

W50215 W50216 W50218

W50205

E8016-B2 E8018-B2

E7015-B2L E7016-B2L E7018-B2L

E9015-B3 E9016-B3 E9018-B3

E8015-B3L E8018-B3L

E8015-B4L

E8016-B5

E8015-B6e E8016-B6e E8018-B6e

E8015-B6Le

0.05

0.05–0.10 0.05–0.10 0.05–0.10

0.07–0.15

0.05

0.05 0.05

0.05–0.12 0.05–0.12 0.05–0.12

0.05 0.05 0.05

0.05–0.12 0.05–0.12

0.05–0.12 0.05–0.12

C

1.0

1.0 1.0 1.0

0.40–0.70

0.90

0.90 0.90

0.90 0.90 0.90

0.90 0.90 0.90

0.90 0.90

0.90 0.90

Mn

0.90

0.90 0.90 0.90

0.30–0.60

1.00

1.00 0.80

1.00 0.60 0.80

1.00 0.60 0.80

0.60 0.80

0.60 0.80

Si

0.03

0.03 0.03 0.03

0.03

0.03

0.03 0.03

0.03 0.03 0.03

0.03 0.03 0.03

0.03 0.03

0.03 0.03

P

0.03

0.03 0.03 0.03

0.03

0.03

0.03 0.03

0.03 0.03 0.03

0.03 0.03 0.03

0.03 0.03

0.03 0.03

S

0.40

0.40 0.40 0.40

-

-

-

-

-

-

-

Ni

4.0–6.0

4.0–6.0 4.0–6.0 4.0–6.0

0.40–0.60

1.75–2.25

2.00–2.50 2.00–2.50

2.00–2.50 2.00–2.50 2.00–2.50

1.00–1.50 1.00–1.50 1.00–1.50

1.00–1.50 1.00–1.50

0.40–0.65 0.40–0.65

Cr

0.45–0.65

0.45–0.65 0.45–0.65 0.45–0.65

1.00–1.25

0.40–0.65

0.90–1.20 0.90–1.20

-

-

V

-

-

-

-

0.40–0.65 0.40–0.65 0.40–0.65

-

0.90–1.20 0.90–1.20 0.90–1.20

-

-

-

-

-

-

%

-

-

0.05

Altri Tipo

0.40–0.65 0.40–0.65

0.40–0.65 0.40–0.65

Mo

Tabella A1 - Classificazione degli elettrodi rivestiti per acciai al Cr-Mo secondo AWS A5.5 (prima parte)

W51016 W51018

UNS

E8016-B1 E8018-B1

Classificazione AWS

Appendice A: Materiali d’apporto per la saldatura degli acciai al Cr-Mo

APPENDICE A: MATERIALI D’APPORTO PER LA SALDATURA DEGLI ACCIAI AL CR– MO

47

48

W50415

W50416

E8015-B8e

E8016-B8e

W50426

W50428

E9016-B9

E9018-B9

0.08–0.13

0.08–0.13

0.08–0.13

0.05

0.05

0.05

0.05–0.10

0.05–0.10

0.05–0.10

0.05

0.05

0.05

0.05–0.10

0.05–0.10

0.05–0.10

0.05

0.05

C

1.25

1.25

1.25

1.0

1.0

1.0

1.0

1.0

1.0

1.0

1.0

1.0

1.0

1.0

1.0

1.0

1.0

Mn

0.30

0.30

0.30

0.90

0.90

0.90

0.90

0.90

0.90

0.90

0.90

0.90

0.90

0.90

0.90

0.90

0.90

Si

0.01

0.01

0.01

0.03

0.03

0.03

0.03

0.03

0.03

0.03

0.03

0.03

0.03

0.03

0.03

0.03

0.03

P

0.01

0.01

0.01

0.03

0.03

0.03

0.03

0.03

0.03

0.03

0.03

0.03

0.03

0.03

0.03

0.03

0.03

S

1.0

1.0

1.0

0.40

0.40

0.40

0.40

0.40

0.40

0.40

0.40

0.40

0.40

0.40

0.40

0.40

0.40

Ni

8.0–10.5

8.0–10.5

8.0–10.5

8.0–10.5

8.0–10.5

8.0–10.5

8.0–10.5

8.0–10.5

8.0–10.5

6.0–8.0

6.0–8.0

6.0–8.0

6.0–8.0

6.0–8.0

6.0–8.0

4.0–6.0

4.0–6.0

Cr

0.85–1.20

0.85–1.20

0.85–1.20

0.85–1.20

0.85–1.20

0.85–1.20

0.85–1.20

0.85–1.20

0.85–1.20

0.45–0.65

0.45–0.65

0.45–0.65

0.45–0.65

0.45–0.65

0.45–0.65

0.45–0.65

0.45–0.65

Mo

Tabella A1 - Classificazione degli elettrodi rivestiti per acciai al Cr-Mo secondo AWS A5.5 (seconda parte)

W50425

E9015-B9

W50408

W50308

E8018-B7Le

E8018-B8Le

W50306

E8016-B7Le

W50406

W50305

E8015-B7Le

E8016-B8Le

W50318

E8018-B7e

W50418

W50316

E8016-B7e

W50405

W50315

E8015-B7e

E8015-B8Le

W50208

E8018-B6Le

E8018-B8e

W50206

UNS

E8016-B6Le

AWS

0.02–0.07 0.15–0.30 0.25

N V Cu

0.02–0.07

0.02–0.10

Nb(Cb)

N

0.04

Al

0.02–0.10

0.25

Cu

Nb(Cb)

0.15–0.30

V

0.04

0.02–0.07

N

Al

0.02–0.10

Nb(Cb)

0.25

Cu

0.04

0.15–0.30

V

Al

-

-

-

-

-

-

-

-

-

-

-

-

-

-

%

-

-

-

-

-

-

-

-

-

-

-

-

-

-

Tipo

Altri

Metallurgia e saldabilità degli acciai al Cr-Mo e degli acciai al Ni

K20900

K20500

K30960

K30560

S50280

S50480

S50482

ER80S-B2

ER70S-B2L

ER90S-B3

ER80S-B3L

ER80S-B6

ER80S-B8

ER90S-B9

0.07–0.13

0.10

0.10

0.05

0.07–0.12

0.05

0.07–0.12

0.12

C

1.25

0.40–0.70

0.40–0.70

0.40–0.70

0.40–0.70

0.40–0.70

0.40–0.70

1.30

Mn

0.15–0.30

0.50

0.50

0.40–0.70

0.40–0.70

0.40–0.70

0.40–0.70

0.30–0.70

Si

0.010

0.025

0.025

0.025

0.025

0.025

0.025

0.025

P

0.010

0.025

0.025

0.025

0.025

0.025

0.025

0.025

S

1.00

0.5

0.6

0.20

0.20

0.20

0.20

0.20

Ni

8.00–9.50

8.00–10.5

4.50–6.00

2.30–2.70

2.30–2.70

1.20–1.50

1.20–1.50

—

Cr

0.80–1.10

0.8–1.2

0.45–0.65

0.90–1.20

0.90–1.20

0.40–0.65

0.40–0.65

0.40–0.65

Mo

0.15–0.25

—

—

—

—

—

—

—

V

0.04

—

—

—

—

—

—

—

Al

Tabella A2 - Classificazione di fili / bacchette per saldatura con protezione gassosa di acciai al Cr-Mo secondo AWS A5.28

K11235

UNS

ER70S-A1

AWS

0.20

0.35

0.35

0.35

0.35

0.35

0.35

0.35

Cu

0.50

0.50

0.50

0.50

0.50

0.50

0.50

0.50

Altri (totale)

Appendice A: Materiali d’apporto per la saldatura degli acciai al Cr-Mo

49

Metallurgia e saldabilità degli acciai al Cr-Mo e degli acciai al Ni

50