Tubi elettrouniti per scambiatori di calore in acciai

Estratto dalla Rivista
LA MECCANICA ITALIANA
n. 179 e n. 187
Tubi elettrouniti per scambiatori di calore
in acciai inossidabili superaustenitici
per servizio in acque clorurate 0
PARTE PRIMA - Acciai al 6% di Mo
G. MONTAGNA
Dalmine SpA, Ricerca e Sviluppo - DALMINE (BG)
1. Premessa
ste dell'industria bellica, che lo portarono decisamente fuori mercato.
Polluzione industriale e carenza
di acque dolci hanno reso sempre
più diffuso l'impiego di acque salmastre, o comunque fortemente clorurate quali refrigeranti nei processi chimici e nei cicli del vapore
per produzione di energia.
L'industria dell'acciaio inossidabile, che già da tempo cercava di
entrare in questo settore applicativo con soluzioni varie e brillanti, ha
così avuto finalmente porte aperte
per quelle sperimentazioni in esercizio che sole potevano sancire
la validità tecnico-economica delle proposte fatte.
Il diffondersi degli scambiatori ad
acqua di mare ha messo in luce
(particolarmente sui grandi condensatori di centrali termoelettriche)
le carenze delle tradizionali leghe
di rame, troppo sensibili alla corretta esecuzione delle modalità di
avviamento dell'impianto e di successivo condizionamento delle acque.
Sorti i primi dubbi sull'affidabilità
delle leghe di rame per questi impieghi particolarmente severi, è venuta a mancare l'alternativa immediata e tecnicamente migliore, quella del titanio; il prezzo di tale metallo, altamente strategico, subì infatti proprio in quel periodo tensioni elevatissime, create dalle richie(*) Memoria presentata all'incontro tecnico « II ruolo degli acciai inossidabili superaustenitici per servizio in acqua di mare e negli ambienti contenenti eloro » Milano, 16 giugno 1983, a cura del Centro Inox.
L'apertura di un nuovo settore di
mercato scatena la <• bagarre », e
oggi sono offerte sul mercato le
analisi più varie. Basandosi su fondamenti scientifici ormai ben consolidati (perché non è da pensare
che queste famiglie di acciai siano
tutte inventate in due giorni), ciascuno sta battendo la sua via per
offrire all'utilizzatore il miglior compromesso fra costo e prestazione;
e poiché le condizioni di progettazione e di esercizio sono varie, non
è detto che un'unica soluzione vada bene per tutti.
Ecco quindi gli austenitici ad alto
Cr e alto Mo, con uno spettro eccezionale di prestazioni, non sempre necessario, pagato però a caro prezzo in termini di costo degli
elementi di lega e della lavorazione; i ferritici ad alto Cr (ca. 25%)
con Ni e Mo che scontano la eco-
nomicità e la relativa facilità di lavorazione con una maggiore specializzazione di impiego e una lieve
sensibilità alla tensocorrosione; i
ferritici ad altissimo Cr (ca. 30%)
con Mo e senza Ni, del tutto immuni da tensocorrosione e con prestazioni eccezionali, ma di nuovo
di difficile elaborazione e lavorazione.
La Dalmine, che è assai interessata a questo settore di mercato,
sta sperimentando tutti questi materiali, sia a livello di fabbricazione
di tubi a partire da acciai commercializzati dai vari produttori, sia a
livello ricerca, con il supporto determinate dal CSM V), per definire
caratteristiche, analisi ottimali e
limiti di impiego dei più interessanti fra essi.
In questo e in un successivo articolo esporremo i risultati delle
prove di fabbricazione e caratterizzazione di tubi eletrouniti in due acciai inossidabili austenitici, un 20
Cr - 25 Ni - 6 Mo e un 20 Cr - 25 Ni 4,5 Mo-1,5 Cu. Essi sono rappresentativi delle due tendenze in atto
nel campo degli acciai austenitici
per impiego in acque clorurate:
V) CSM = Centro Sperimentale Metallurgico di Roma.
55 | LA MECCANICA ITALIANA gennaio/febbraio 1984 n° 179
— impiego di composizioni ricche
in Mo, con alto costo di elementi di
lega e notevoli difficoltà di lavorazione (che pure si traducono in costi aggiuntivi per le basse rese ottenibili), allo scopo di offrire le più
elevate garanzie contro l'attacco
corrosivo localizzato;
— impiego di composizioni a minor
tenore di Mo, ribilanciate con Cu,
che a fronte di una minore resistenza all'innesco della corrosione
localizzata sotto schermo (« crevice
corrosion »), offrono dei livelli di costo assai più interessanti.
Riferiremo nel seguito su alcune
significative proprietà di impiego rilevate su tubi in accaio 20 Cr-25
Ni - 6 Mo, prodotti durante una campagna sperimentale.
2. Materiale e prodotto
2.1. Caratteristiche del nastro
È stato utilizzato un nastro stretto, laminato a freddo e solubilizzato, con spessore 0,7 mm.
TABELLA 1 - Analisi chimica
c
Si
S
P
Mn
,023
,47
,0007
,025
,73
Cr
Ni
Mo
Cu
N
20,53
24,30
5,80
,11
,027
Ti
Al
V
Nb
,26
,25
,12
,038
Fig. 1 - Microstnittura su nastro come
ricevuto, 500 X. Attacco ossalico.
La struttura è regolare, con grano predominante 5 secondo ASTM.
Sono ancora evidenti bande di incrudimento, specie a cuore, mentre
sono assenti precipitazioni al bordo
grano, almeno a livello microscopia
ottica (fig. 1).
TIG monoelettrodo, con particolari
accorgimenti per evitare riassorbimenti di carbonio, azoto e idrogeno
dai lubrificanti e dall'atmosfera. Il
cordone di saldatura è stato laminato per ottenere uno spessore uniforme.
Le caratteristiche meccaniche sono raccolte in Tabella 3: nel confronto con i dati successivamente
rilevati su tubo, occorre tener conto anche della diversa geometria
delle provette.
I tubi sono poi stati sgrassati in
tricloroetilene stabilizzato (CI" < 1
ppm); una parte è poi stata trattata
termicamente con tempra di solubilizzazione in atmosfera controllata.
Altre caratteristiche salienti del
materiale, di interesse per il progettista, sono raccolte in Tabella 4.
I tubi sia direttamente saldati che
trattati sono stati in parte decapati
in miscela nitrico-fluoridrica, e in
parte no.
Si sono quindi resi disponibili
campioni nelle seguenti condizioni:
— saldati e raddrizzati;
— saldati, raddrizzati e decapati;
— saldati, solubilizzati e raddrizzati ;
— saldati, solubilizzati, raddrizzati
e decapati.
2.2. Fabbricazione tubi
Sono stati prodotti tubi 0 x spessore 22,2x0,7 mm (7/8"x22 BWG)
in lunghezza di circa 6.800 mm.
Il ciclo di fabbricazione è stato
quello classico per tubi condensatore, con saldatura longitudinale
TABELLA 2 - Tasso inclusionale su nastro
L'analisi chimica di controllo è riportata in Tabella 1. L'acciaio si
presenta molto pulito (Tabella 2),
con in pratica solo inclusioni di
Ti (CN).
25-20-6
A
B
C
D
0,5
0,5
0,5
2
2.3. Caratterizzazione metallurgica
dei tubi
Dopo una prima messa a punto
fine dei parametri operativi, la sal-
56 I LA MECCANICA ITALIANA gennaio/febbraio 1984 n° 179
TABELLA 3 - Caratteristiche meccaniche acciaio 2 5 - 2 0 - 6
Rp (0,2)
(N/mm 2 )
R
(N/mm 2 )
A
%
Nastro
276
632
40
Tubo saldato
533
672
24
Tubo saldato e trattato
226
578
55
TABELLA 4 - Proprietà principali dell'acciaio 20 Cr-25 N i - 6 Mo
Densità, g/cm 3
8,11
Modulo elastico, 103 MPa
200
13,8
Conducibilità termica, W/m°C, a 20 °C
6
Coeff. dilatazione termica fra 20 e 100 °C, 10~ /°C
15,3
Temp. critica di pitting, FeCI3-6 H2O al 10%, 24 h, °C
>65
Temp. critica di crevice, FeCI3-6 H2O al 10%, 24 h, °C
datura si è svolta senza inconvenienti, dando origine ad un cordone
regolare ,di buona forma e penetrazione. Molto netta, ovviamente,
la struttura dendritica di prima solidificazione. La ZTA è estremamente stretta.
Il trattamento termico (tempra di
solubilizzazione) è stato impostato,
come primo approccio, in modo da
contenere l'ingrossamento del grano sul metallo bose, come preferito da molti utilizzatori.
30^-40
delle caratteristiche meccaniche.
La struttura è regolare, con grano
4-5 secondo ASTM, priva di precipitazioni al bordo grano.
Sono visibili carburi di titanio distribuiti nella matrice e qualche caso di « end grain pitting » (fig. 3).
3. Caratterizzazione
corrosionistica
3.1. Prove effettuate
Questa prima caratterizzazione
del prodotto è stata focalizzata sull'impiego in acqua di mare a temperature di parete modeste, assumendo in altre parole come riferimento, le condizioni di esercizio di
un condensatore. Il comportamento
generale di questa classe di acciai
è ormai ben noto, e si è quindi studiato in modo particolare il comportamento della zona saldata nei confronti del materiale base, per verificare se il ciclo di fabbricazione a
tubo come realizzato era suscettibile di introdurre indebolimenti
della resistenza alla corrosione
sotto schermo.
Approfittando della disponibilità
di materiale nelle quattro condizioni di finitura già elencate nel paragrafo 2.2., si è anche vagliata l'influenza di alcune operazioni di processo (trattamento termico, decapaggio) sul comportamento del
prodotto.
Le prove eseguite sono state le
seguenti:
Fig. 2 - Struttura
della zona saldata
dopo
laminazione
del cordone e trattamento termico, 25
X.
Come conseguenza, nella zona
fusa si è avuta solo ricristallizzazione incipiente (fig. 2) con struttura dendritica ancora assai marcata.
Il metallo base, che presentava
bande di incrudimento assai forti
prima del trattamento termico, si
presenta più disteso di quanto non
fosse il nastro di partenza; di tale
addolcimento da testimonianza la
Tabella 3, che riporta l'evoluzione
57 | LA MECCANICA ITALIANA gennaio/febbraio 1984 n° 179
Fig. 3 - Metallo base dopo trattamento
termico, 500 X.
Que Center for Corrosion Technology H .
4. Discussione dei risultati
e conclusioni
Le prove più significative, nei limiti del presente lavoro, sono certamente state quelle di suscettibilità alla corrosione sotto schermo
effettuate con esposizione in acqua
di mare (paragrafo 3.1.1.). Su 24
campioni, ciascuno con tre siti di
innesco, si sono avuti 5 campioni
con attacchi rilevabili prima dei 60
giorni, come da Tabella 6.
3.1.1. Esposizioni in acqua di mare
Provini lunghi 300 mm e muniti
di tre O-rings sono stati esposti in
doppio per 60 giorni in acqua di mare naturale, a bassa velocità, filtrata e a temperatura controllata (30
Per ciascuna delle quattro condizioni di finitura industriale, i campioni sono stati preparati in laboratorio in tre diversi modi:
— sgrassatura con acetone;
— passivazione in HNO3 17% a
temperatura ambiente, per 15 minuti;
— come sopra seguito da passivazione in HNOa 30% a 50 °C, per 15
minuti.
3.1.2. Prove
elettrochimiche
Sono state effettuate prove di
polarizzazione potenziodinamica in
soluzioni clorurate aerate, 6 M, con
PH di 0,4, 0,6, 0,8 e 1,0. La velocità
di scansione è stata di 0,6 V/h iniziando da - 6 0 0 mV vs. SCE. Le
prove sono state effettuate solo su
metallo base 0 sulla zona saldata,
mediante opportune mascherature
che lasciavano libera una superficie
di 0,3^-0,4 cm2.
Condizioni di prelievo e di preparazione dei provini sono riportati
in Tabèlla 5.
Tutte le prove di corrosione sono state effettuate presso il La
Dai dati rilevati emerge chiaramente l'importanza di una corretta
passivazione: dei 20 (su 24) camp i LQCCT, Inc., Wrightsville Beach,
North Carolina, USA.
TABELLA 5 - Vantazione elettrochimica della resistenza alla corrosione sotto schermo
di tubi in acciaio 20 Cr-25 Ni-6 Mo
Scansione potenziodinamica 0,6 V/h
Area esposta 0,3-0,4 cm2
Soluzione pH = 0,6, 6 M Ch
Campione A: saldato e raddrizzato
Campione B: saldato, solubilizzato e raddrizzato
Preparazione:
1) come ricevuto
2) rettificato a umido, SiC, grana 120
3) come 2, passivato per 15 minuti in HNOa al 17% T.A.
Densità di corrente anodica di picco (u.A/cm2)
~~—-—
Campione
Preparazione
•
______
1
2
3
A - MB
5,2
30
9
A - ZF
9,4
28
10
17-30
21
8,4
7:
20
9,4
'
B.- MB
B - ZF
•
'
58 | LA MECCANICA ITALIANA gennaio/febbraio 1984 n° 179
Il quadro comportamentale ottenuto è quindi pienamente soddisfacente, e dimostra che il ciclo di
fabbricazione da nastro a tubo è
stato correttamente impostato.
1
f?
E 20
i
1
nodic Peak
Current Dens
Le caratteristiche meccaniche e
di resistenza alla corrosione sono
tali da poter impiegare il tubo anche allo stato direttamente saldato
e non trattato. Esiste però l'evidenza sperimentale che, come prevedibile, il trattamento termico ha un
sicuro effetto benefico, tanto più
avvertibile quanto più sono critiche
le condizioni di impiego; è anzi nostra opinione che in questi casi sia
proprio la ottimizzazione dei parametri di trattamento a poter offrire
quel « quid » in più che si introduce
in massima affidabilità dell'impianto.
0
\
• Weld metal
0
Base matal
v
-
v
t\
t
i
15
-
^
10
5
-
i
1
0.4
0.6
1
\j
0.8
1.0
Essenziale è infine l'esecuzione
di una buona passivazione prima
della messa in esercizio.
Crevice Solution pH
Fig. 4 - Densità di corrente anodica di picco in funzione del pH; campione trattato termicamente, lucidato con SiC grana 120, passivato.
pioni passivati industrialmente o in
laboratorio, solo due hanno mostrato un leggerissimo attacco verso
lo scadere della prova. Questi campioni erano anche non trattati termicamente, fatto che, paragonato
agli altri risultati, lascia supporre
un'effetto benefico della tempra
di solubilizzazione.
A questo proposito va rilevato
che la presenza, anche se modesta,
di « end grain pitting » sta a testimoniare l'opportunità di trattamenti più prolungati e di una migliore
stabilizzazione di C e N.
L'esame visivo dei campioni esposti in acqua marina e le prove
elettrochimiche selettive (Tabella
5 e fig. 4) non hanno evidenziato
differenze sistematiche di comportamento tra metallo e zona fusa.
L'A. ringrazia i Sigg. A. Bianchi,
S. Fortunati e C. Leali per la esecuzione delle sperimentazioni in
stabilimento e le utili discussioni
durante la stesura del presente lavoro.
La Parte Seconda di questo lavoro verrà pubblicata sul prossimo numero de
« La Meccanica Italiana ».
TABELLA 6 - Campioni con attacchi corrosivi sotto schermo dopo esposizione in acqua
di mare (su un totale di 24 campioni in 12 condizioni, 3 siti di crevice
per campione)
Condizione di fornitura
Preparazione
campioni
Inizio
attacco
(giorni)
Siti
attaccati
Max. prof.
attacco
(mm)
Saldato + raddrizzato + passivato
sgrassato
55
47
1
1
0,01
0,01
Saldato + raddrizzato
sgrassato
13
1
0
0,4
Saldato + trattato + raddrizzato
sgrassato
5
26
2
1
0,6-0,7
0,65
5 9 | LA MECCANICA ITALIANA gennaio/febbraio 1984 n° 179
Tubi elettrouniti per scambiatori di calore
in acciai inossidabili superaustenitici
per servizio in acque clorurate n
PARTE SECONDA - Acciai al 4,5% di Mo + Cu
G. MONTAGNA
Dalmine SpA, Ricerca e Sviluppo - DALMINE (BG)
1. Introduzione
Nella prima parte [ 1 ] , dopo una
breve premessa sul ruolo che i nuovi acciai austenitici possono potenzialmente svolgere negli ambienti
clorurati, sono state descritte le
esperienze di fabbricazione e i risultati delle valutazioni corrosionistiche su tubi elettrouniti in un acciaio dalle elevatissime prestazioni, il 20 Cr - 25 Ni - 6 Mo (UNS
N08366). Questo materiale, storicamente il primo ad aver fornito
brillanti risultati in esercizo in condensatori refrigerati ad acqua di
mare, si trova però oggi in qualche
(*) Memoria presentata all'incontro tecnico « || ruolo degli acciai inossidabili superaustenitici per servizio in acqua di mare
e negli ambienti contenenti eloro » - Milano, 16 giugno 1983, a cura del Centro
Inox.
C1) Avesta 254 SLX - Creusot Loire Uranus B6 - Sandvik 2RK 65 - Terninoss 310
LMR - Uddeholm 904L.
difficoltà sul mercato, a cagione
dell'alto costò, di fronte all'agguerrita concorrenza del titanio e degli
inossidabili ferritici ad alto Cr e a
tenore controllato di interstiziali (C
e N).
Sempre nel campo degli austenitici (tuttora psicologicamente meglio accetti da molti utilizzatori, memori dei problemi di messa in opera incontrati con i ferritici non stabilizzati e con tenori relativamente
elevati di C e N), esistono tuttavia
altri tipi, sempre dotati di buone
proprietà di impiego in ambienti
clorurati e di costo più contenuto.
Un tipico rappresentante di queste categorie, un acciaio al 20 Ór 25 Ni - 4,5 Mo - 1,5 Cu, presente in
diverse sfumature nei cataloghi di
almeno cinque grandi produttori di
acciaio inox Ci, è stato pertanto
sottoposto a prova presso il nostro
stabilimento di Costa Volpino.
2. Materiale e prodotto
2.1. Caratteristiche del nastro
Come giustificheranno anche i risultati delle nostre prove di laboratorio, l'acciaio al 4,5% di Mo resiste
bene all'attacco da Cl~, ma non tanto da prospettargli un futuro nei
condensatori di grandi centrali elettriche site in riva al mare; non
è infatti citato, ad esempio, nella
sintetica ma esauriente rassegna di
Redmond e colleghi [2].
Si è quindi fabbricata una dimensione tipica dell'industria chimica
e dell'impiantistica, anche per una
utile diversificazione delle esperienze di saldatura.
È stato quindi usato un nastro
laminato a freddo e solubilizzato,
di spessore 1,5 mm.
L'analisi chimica è riportata in
tabella 1. Il livello inclusionale, ri-
35 | LA MECCANICA ITALIANA gennaio/febbraio 1985 n° 187
TABELLA 1 - Analisi chimica della colata sperimentata
c
Mn
Si
P
S
Cr
Ni
Mo
Cu
N
,022
1,30
,43
,025
,004
19,82
25,18
4,46
1,38
,039
portato in tabella 2 come dimensione secondo ASTM E 45 della
maggiore inclusione osservata, è
buono, ma un po' al limite tenuto
conto della gravosita degli impieghi prevedibili per il materiale.
La microstruttura del nastro era
regolare, con dimensione del grano
pari a 6 secondo ASTM, del tutto
priva, a livello di microscopia ottica, di precipitazioni al bordo grano.
Minimo il bandeggiamento dovuto
a incrudimenti residui.
Le caratteristiche meccaniche a
temperatura ambiente sono raccolte in tabella 3: come già evidenziato nella Parte Prima, il confronto
fra nastro e tubo deve tener conto
della diversa geometria delle provette (piatte nel primo caso, ricavate sull'intera sezione del tubo le
seconde).
Altre proprietà fisiche, di catalogo, sono raccolte in tabella 4 per
comodità del lettore.
2.2. Fabbricazione e
caratterizzazione metallurgica
dei tubi
Sono stati fabbricati tubi 0 40
di spessore 1,5 mm. Il ciclo produttivo è stato del tutto simile a
quello descritto nella Parte Prima,
§ 2.2., per i tubi in 20 Cr - 25 Ni 6 Mo, con le sole varianti che seguono:
— la saldatura TIG è stata effettuata con due elettrodi (anziché con
uno) a causa del maggiore spessore del nastro;
— i tubi sono stati trattati parte
in idrogeno puro secco da bombole,
parte in ammoniaca dissociata; per
ogni condizione si sono poi sottoposti alcuni tubi a decapaggio passivante in miscela nitrico-fluoridrica, e altri no.
TABELLA 2 - Tasso inclusionale su nastro
L'evoluzione microstrutturale da
nastro a tubo trattato termicamente (tempra di solubilizzazione da
1130°C) ricalca quella illustrata per
l'acciaio 20 Cr - 25 Ni - 6 Mo; però
il metallo base mantiene un grano
leggermente più fine dopo trattamento termico (n. 5 ASTM) e sul
direttamente saldato le bande di incrudimento rimangono assai modeste.
Le caratteristiche meccaniche a
temperatura ambiente, ai vari stadi
di lavorazione, sono riportate nella
tabella 3 già vista.
3. Prove di corrosione
di laboratorio
A
B
C
D
3.1. Determinazioni eseguite e
risultati
1,5
1
1,5
2
Campioni di tubo fabbricati nel
corso di questa campagna sperimentale sono stati sottoposti alle
due prove di laboratorio più significative ai fini di una immediata, se
pur assai grossolana, valutazione
del loro comportamento in acqua
di mare:
— determinazione della temperatura critica di pitting (CPT);
— determinazione della temperatura critica di attacco sotto schermo (CCT), ambedue effettuate se-
La saldatura è risultata particolarmente agevole, vuoi per la miglior conducibilità termica dell'acciaio rispetto al caso precedente,
vuoi per l'uso di due elettrodi.
Il cordone, prima e dopo laminazione, ha mostrato struttura dendritica normale, forma regolare,
buona penetrazione e assenza di
difetti.
TABELLA 3 - Caratteristiche meccaniche misurate
Rp (0.2)
(N/mm 2 )
R
(N/mm 2 )
A
%
Nastro
290
615
43
Tubo saldato
455
700
38
646
44
Tubo saldato e trattato
280
36 | LA MECCANICA ITALIANA gennaio/febbraio 1985 n° 187
condo le prescrizioni della norma
ASTM G-48.
3.2. Discussione dei risultati e
conclusioni
Obiettivo di questa ristretta qualificazione era verificare la congruenza dei nostri rilievi con quanto
riportato in letteratura per acciai
similari, per trame le debite conseguenze in merito alla qualità
della saldatura e alla messa a pun-
Come nel caso precedente, due
aspetti vanno messi in forte evidenza:
— la sostanziale identità di comportamento riscontrata fra metallo
base e zona fusa, che consente di
escludere un indebolimento delle
TABELLA 4 - Proprietà fisiche nominali dell'acciaio 20 Cr - 25 Ni - 4,5 Mo - Cu
Densità, g/cm 3
8,0
Modulo elastico, 103 MPa
195
Conducibilità termica, W/m°C, a 20 °C
13,0
Coefficiente dilatazione lineare fra 20 e 100 "C, 10V°C
15
to delle successive fasi del ciclo
di fabbricazione.
È poi stata effettuata la prova in
HNO3 bollente (ASTM A 262, pratica C - test di Huey) al fine di evidenziare, in un mezzo fortemente
ossidante, l'eventuale presenza di
disomogeneità e di seconde fasi
suscettibili di attacco localizzato
penetrante.
I risultati delle prove citate sono
riportati nelle tabelle 5 e 6, distinti
in base ai vari trattamenti termici
sperimentati.
La temperatura critica di pitting
è risultata compresa fra 30 e 35 °C,
quella critica di crevice apprezzabilmente inferiore a 25 °C. Nei limiti della sperimentazione eseguita, è risultato irrilevante l'effetto
di una passivazione finale.
Molto buono infine è il comportamento nel test di Huey.
proprietà del materiale a causa della saldatura;
— la necessità di effettuare un trattamento termico di solubilizzazione
dopo saldatura per ripristinare le
proprietà di resistenza al pitting e
alla corrosione sotto schermo (e
ciò pur partendo da nastro già allo
stato sol ubi lizzato).
Sul tubo trattato termicamente,
la CPT è risultata pari a circa 33 °C
(tabella 5), indipendentemente dal
tipo di atmosfera protettiva e dall'esecuzione della passivazione.
Questo dato si confronta con valori di 40^-42 °C reperibili in letteratura per questa classe di acciai [3-5], con addirittura un dato
apparentemente anomalo di 52,5 °C
[ 6 ] . È da ritenere che tutti questi
risultati siano stati ottenuti in condizioni di laboratoro, poiché anche
il tubo da noi prodotto, ritemprato
sotto forma di campioncino da 1.100
°C con spegnimento diretto in acqua ha fornito una CPT assai vicina
ai 40 °C. Tali condizioni di trattamento sono però ben lontane da
quelle raggiungibili industrialmente. Non a caso, informazioni riservate da un primario produttore svedese collocano la CPT nell'intervallo 28-^38 °C.
La temperatura critica di crevice
non è stata determinata con precisione a causa delle difficoltà operative connesse con l'esecuzione
della prova a temperature inferiori
TABELLA 5 - Determinazione delle temperature critiche di pitting (CPT) e di crevice
(CCT) secondo ASTM G 48
Campione
Pitting
(e perdita di peso in g/dm 2 )
Crevice
(perdita di peso
in g/dm 2 )
30 °C
35 °C
40 °C
25 °C
30 °C
solo saldato
0,72
0,83
1,20
0,39 (*)
0,94 (*)
t. term. NH3 diss.
NO
n.d.
1,70
0,013 (*)
0,078 (*)
t. term. H2
NO
0,59
0,81
0,30
0,57
t. term. laboratorio
NO
NO
0,11
n.d.
n.d.
(*) campioni passivati.
3 7 | LA MECCANICA ITALIANA gennaio/febbraio 1985 n° 187
a quella ambiente. I dati ricavati sono tuttavia congruenti con quelli
reperibili in letteratura, che indicano come più probabile per la CCT
l'intervallo 15^20 °C [4, 6]. Da
notare che sembra benefico un trat-
strialmente si è dimostrato rispondente alle caratteristiche dichiarate dalla letteratura, e si può ancora
una volta confermare la validità della tecnologia Dalmine per questi
materiali di elevate prestazioni.
TABELLA 6 - Corrosione secondo ASTM A 262 prat. C su metallo base e zona fusa Campioni passivati
Campione
solo
saldato
trattato
NH3 diss.
trattato
H2
Prelievo
1°
mm/
mese
2°
mm/
mese
3°
mm/
mese
4°
mm/
mese
5°
mm/
mese
M
mm/
mese
Penetraz.
mm
met. base
0,0392
0,0292
0,0269
0,0269
0,0269
0,0299
0,03-0,06
zona fusa
0,0409
0,0297
0,0275
0,0292
0,0320
0,0319
0,03-0,06
met. base
0,0578
0,0457
0,0396
0,0391
0,0391
0,0443
0,03-0,06
zona fusa
0,0638
0,0495
0,0418
0,0413
0,0391
0,0471
0,03-0,06
met. base
0,0314
0,0270
0,0264
0,0303
0,0319
0,0294
0,03-0,06
zona fusa
0,0342
0,0292
0,0292
0,0314
0,0336
0,0316
0,03-0,06
tamento in ammoniaca dissociata,
piuttosto che in idrogeno.
II comportamento al test di Huey
è buono e paragonabile a quella degli acciai tipici per impiego nei reattori di sintesi dell'urea, impiego per
il quale la prova è prescritta come
collaudo di accettazione [ 7 ] . I risultati ottenuti su tubo non trattato, confermano l'eccellente saldabilità del materiale (sugli spessori in esame) e testimoniano la mancanza di formazione di segregazioni e seconde fasi durante il ciclo
termico di saldatura.
Nel complesso, e ovviamente nei
limiti delle sperimentazioni effettuate, il prodotto fabbricato indu-
Considerazioni finali sui limiti
di impiego dei due acciai
sperimentati
Le prove di laboratorio utilizzate
per classificare il comportamento
in ambienti clorurati degli acciai inossidabili indicano che si è in presenza di prodotti dalle proprietà
nettamente differenziate: fatto che
non stupisce, tenendo presente il
diverso tenore di Mo.
Le aride cifre sembrerebbero addirittura escludere la possibilità di
impiegare acciai austenitici al 4,5%
di Mo in acque marine o similmente clorurate, in base alla bassa
temperatura a cui è possibile l'innesco di corrosioni sotto schermo.
Una conclusione del genere sarebbe tuttavia affrettata, anche perché basata su due sole proprietà
del materiale (CPT e CCT), che, anche se particolarmente significative, non esauriscono le possibilità
di indagine sul comportamento di
un acciaio inox in mezzi clorurati.
In effetti, l'esperienza cumulata in
molti anni di servizio da questa
classe di acciai è certamente positiva.
In effetti le prove di laboratorio,
non potendo (per ovvii motivi) riprodurre fedelmente le possibili condizioni di esercizio, sono di regola
assai drastiche, per aumentarne la
selettività e quindi il potere discriminante nei confronti delle proprietà relative di materiali appartenenti
a famiglie non troppo dissimili. I
risultati vanno quindi intesi come
una scala di merito, e da questo
punto di vista è scontato che un
più costoso acciaio al 6% Mo offra
prestazioni sensibilmente superiori ad uno con 4,5% Mo + Cu.
Quando però si passa alla scelta
di un materiale in vista di una specifica applicazione, sono indispensabili analisi più approfondite che
tengano conto di precedenti esperienze in esercizio, dei possibili
meccanismi di cedimento, della vita richiesta al componente, del costo delle varie soluzioni possibili
proiettato sull'intero ciclo di vita,
di vincoli supplementari imposti da
esigenze di sicurezza.
In questa ottica, non si consiglierebbe di utilizzare un inossidabile
austenitico al 4,5% Mo + Cu per i
tubi di un condensatore di centrale elettrica raffreddato ad acqua di
mare, dove l'aggressione corrosiva
è attesa solo dal lato « refrigerante » e si punta ad avere una totale
affidabilità per tempi che superano
la decina d'anni.
38 ( LA MECCANICA ITALIANA gennaio/febbraio 1985 n° 187
La scelta cadrebbe sicuramente
sul tipo a maggior contenuto di Mo
o, meglio, sul titanio o sui nuovi
inox ferritici ad alto Cr e Mo e a
tenore controllato di interstiziali.
Per scambiatori di impianti chimici o per strutture meccaniche la
scelta più conveniente può invece
essere diversa, particolarmente
quando l'aggressività del fluido di
processo è maggiore di quella del
refrigerante, quando il costo di manutenzione (ivi compresa la perdita di produzione) è inferiore, nel
periodo di vita preventivato, all'extracosto iniziale del materiale più
pregiato, quando disegno del componente e tipo di processo portano
ad escludere gravi problemi di corrosione sotto schermo.
La letteratura tecnica riporta infatti una serie di casi di utilizzo di
acciai al 4,5% Mo + Cu in scambiatori ad acqua di mare anche inquinata, con vari fluidi di processo
quali ammoniaca liquida o gassosa,
anidride carbonica, anidride solforosa, acidi solfidrico e solforico, a-
cidi grassi, alcoli. Si tratta quindi
di una vasta gamma di applicazioni
in cui l'impiego di questo acciaio si
è dimostrato vantaggioso e che
comprende l'industria dell'acido foanidride carbonica, anidride solforico e del solfato d'ammonio, delle
fibre degli esplosivi, della carta, la
petrolchimica, l'industria medicale.
L'acciaio al 6% Mo è stato invece
concepito espressamente per sostituire leghe di rame e titanio nei tubi
per condensatori di centrali elettriche; può trovare naturalmente impiego nell'industria chimica per applicazioni similari a quelle dell'acciaio a minor tenore di Mo, quando
le condizioni siano particolarmente critiche, ed è allo studio il suo
utilizzo anche in alcune parti degli
impianti di dissalazione.
In tutti i casi in cui siano impiegabili tubi elettrouniti di modesto
spessore soffre tuttavia, come già
ricordato, la concorrenza sia dello
stesso titanio (tornato dopo alcuni
anni a livelli di prezzo interessanti),
sia dei già citati inox ferritici.
Ringraziamenti
/ ringraziamenti già espressi al
termine della prima parte di questo
lavoro, vengono qui estesi anche a
C. Raimondi Cominesi per le utili
discussioni durante la stesura della
seconda parte.
Bibliografia
[1] G. Montagna - Mecc. Ital. n. 179 (1984).
[2] J.D. Redmond, W. Fairhurst, H. Watanabe - Molybdenum Mosaic, 6, 2,
(1984), 1.
[3] Bollettino tecnico Uddeholm - Acciaio
904 L.
[4] B. Wallen: « Acciai inossidabili avanzati per condensatori per turbina operanti in acqua di mare » - Giornata di
studio, Piacenza, 28-2-80.
[5] E.A. Lizlovs - ASTM STP 516, (1972),
201.
[6] D. Sinigaglia, G. 7accani, B. Vicentini,
G. Rondelli - Istituto Tecnologia dei
Materiali Metallici non Tradizionali del
CNR, Rapporto R-83/3.
[7] S. Fortunati, C. Leali, G. Montagna •
Met. Ital., 76, (1984), 238.
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