Capitolo quinto

Capitolo quinto
ACCIAI DA BONIFICA
Contenuto medio di Nichel (% p.p.)
una cospicua alligazione, necessaria per garantire una sufficiente affidabilità nella maggior parte delle applicazioni.
Essi potevano subire i più drastici trattamenti termici o maltrattamenti, pur conservando ottime caratteristiche. Tuttavia l’eccesso d’elementi di lega non poté esser tollerato a
lungo per motivi economici. D’altra parte, il progresso tecnologico nella fabbricazione dell’acciaio (deossidazione,
purezza e controllo del grano austenitico), i miglioramenti
dei trattamenti termici, le nuove conoscenze della meccanica della frattura che resero più affidabile la progettazione
ed il grande sviluppo dei sistemi di controllo e collaudo
(soprattutto delle prove non distruttive) consentirono l’uso
d’acciai meno legati anche nelle applicazioni più severe,
con risultati più che soddisfacenti in termini d’affidabilità e
sicurezza.
Le più rilevanti variazioni nell’alligazione degli acciai
da bonifica avvennero naturalmente in periodi diversi,
quando le misure di controllo istituite dai governi nazionali
accelerarono i mutamenti che sarebbero avvenuti molto più
lentamente in tempi normali. Per esempio, nella figura 5.01
è riportato l’andamento del contenuto medio di nichel negli
acciai da bonifica nel periodo tra il 1900 ed il 1955.
4,0
3,0
2,0
1,0
0
1900
1920
Anno
1940
1960
Figura 5.01. Andamento del contenuto medio di nichel negli acciai da bonifica dal 1900 al 1955.
Produzione percentuale acciai da bonifica
Il termine italiano bonifica trova corrispondenza soltanto nella lingua tedesca nel termine vergütun, mentre nella
lingua anglosassone e francese corrisponde rispettivamente
alle perifrasi quenching and tempering e trempé et revenu.
Sono acciai da bonifica gli acciai speciali da costruzione
destinati al trattamento termico di bonifica, cioè alla tempra
martensitica seguita da rinvenimento d’addolcimento, generalmente eseguito a temperatura compresa tra 540 e 680°C,
secondo l’acciaio e l’impiego.
Data la necessità d’ottenere un buon compromesso tra
elevate caratteristiche resistenziali e tenacità, questi acciai
contengono sempre carbonio in concentrazione medio alta
(0,20÷0,60 %) ed eventualmente uno o più elementi di lega
che aumentano la temprabilità e la tenacità.
L’unificazione europea suddivide gli acciai da bonifica
in tre gruppi:
1. acciai da bonifica speciali, considerati dalla norma UNI
EN 10083-1, che descrive 9 acciai non legati al C, 1
acciaio legato al Mn, 5 acciai legati al Cr, 4 acciai legati al CrMo, 3 acciai legati al CrNiMo, 1 acciaio legato
al NiCrMo, 1 acciaio legato al CrV;
2. acciai da bonifica non legati di qualità, considerati dalla norma UNI EN 10083-2, che descrive gli stessi 9
acciai non legati al carbonio appartenenti al primo
gruppo, ma per i quali non sono prescritte caratteristiche di tenacità, di temprabilità e di purezza;
3. acciai da bonifica al boro, considerati dalla norma UNI
EN 10083-3, che descrive:
• 3 acciai legati al MnB;
• 3 acciai legati al MnCrB.
Tutti sono impiegati in ogni settore industriale e soprattutto nell’industria meccanica per la costruzione di componenti anche fortemente sollecitati, sottoposti a carichi statici
e/o dinamici, quali alberi d’ogni tipo, semiassi, aste, bielle,
bulloni, organi di collegamento e supporti, leve, ecc.
Gli acciai al carbonio furono usati fin dall’età del ferro
ed ancor oggi possiedono alcune proprietà insuperabili, tuttavia il loro uso nella moderna tecnologia è limitato a causa
di due mediocri caratteristiche:
• la bassa temprabilità, che consente la trasformazione
martensitica soltanto nei pezzi di piccole dimensioni;
• la modesta tenacità se paragonata a quella degli acciai
legati di pari durezza.
Perciò, gli acciai al carbonio trovano normale applicazione
per la costruzione di pezzi di piccole dimensioni e di forma
semplice, cioè quando il rischio di deformazione e rottura
per tempra in acqua non desta particolari preoccupazioni, o
quando non è richiesta un’elevata resistenza e tenacità su
tutta la sezione del pezzo.
Al contrario gli acciai da bonifica legati sono comunemente impiegati quando sono necessarie elevate caratteristiche meccaniche (carico di rottura, limite di snervamento,
durezza), unitamente a buona riserva plastica (allungamento e contrazione) ed elevata tenacità (resilienza). Inoltre sostituiscono favorevolmente gli acciai al carbonio quando è
richiesto uno spegnimento di tempra meno drastico, cioè in
olio o in bagno di sali, per contenere le deformazioni.
I primi acciai legati furono introdotti verso la fine del
diciannovesimo secolo, con formulazioni che prevedevano
100
80
60
Ni
40
Cr
20
Mo
V
0
1900
1920
Anno
1940
B
1960
Figura 5.02. Produzione percentuale di acciai da bonifica variamente legati dal 1900 al 1955.
-1-
Ni e Cr
Contenuto % p.p.
Le figure 5.02, 5.03 e 5.04 danno, invece, l’andamento delle concentrazioni medie d’altri elementi di lega nello stesso
periodo.
4,0
3,0
Ni
V
Mo
0,10 0,20 2,0
0,05 0,10 1,0
Cr
V
0
0
0
1900
Mo
1920
Anno
1940
1960
Figura 5.03. Andamento del contenuto medio di Ni, Cr, Mo e V
nella produzione mondiale degli acciai da costruzione dal 1900 al
1955.
100
Mo
NiMo
CrMo
Percentuale produzione totale
Mn
80
CrV
60
Altri
Cr
Si
NiCrMo
40
20
Negli acciai da bonifica, la struttura totalmente martensitica dopo tempra possiede la più alta durezza e resistenza
a trazione, che dipendono dal contenuto di carbonio (figura
5.05) e sono sostanzialmente indipendenti dagli elementi di
lega.
NiCr
Ni
lin
Ton di
fetti del materiale o ad errori di produzione (vedi paragrafo
dedicato alla fatica), perchè la resistenza a fatica dipende in
larga misura dal progetto, dalla forma e dalla finitura dei
pezzi.
Le proprietà degli acciai da bonifica sono strettamente
legate alla microstruttura, che dipende dalla composizione
chimica e dal trattamento termico.
Per caratterizzare un acciaio allo stato bonificato si usano i risultati delle prove di trazione e di resilienza. Tuttavia,
solo i valori della resistenza a trazione e del carico unitario
di snervamento possono essere utili per la progettazione,
visto che i valori della resilienza e della riserva plastica non
sono direttamente impiegabili nei calcoli per il dimensionamento dei pezzi, benché indichino, ma solamente, se le
proprietà attese dell’acciaio scelto sono state ottenute. I valori della resilienza possono dare indicazioni sulla possibilità di sollecitare dinamicamente i pezzi, soprattutto dove esistono esperienze su applicazioni simili.
Solo quando la progettazione è basata sulla teoria della
meccanica della frattura, la tenacità, valutata tramite i risultati delle prove mirate a determinare i valori critici della
sollecitazione che destabilizza una cricca di fatica in condizioni di sollecitazione piana (KIC o JIC – norme UNI 7969 o
UNI EN ISO 12737), può essere usata per il dimensionamento dei pezzi. In tal caso è indispensabile usare materiali
sottoposti a prove non distruttive, che garantiscano
l’assenza di difetti maggiori di una dimensione definita.
gotti
0
1900
1920 Anno 1940
1960
Figura 5.04. Quantità percentuale dei vari acciai da costruzione
legati, riferita alla produzione totale negli USA dal 1900 al 1955.
Durezza HRC
70
Attualmente gli acciai da bonifica più usati sono quelli
legati al CrNiMo o NiCrMo. Questi elementi di lega, opportunamente dosati, conferiscono all’acciaio la necessaria
temprabilità, elevate caratteristiche meccaniche e la tenacità
richiesta.
60
50
40
PROPRIETÀ DEGLI ACCIAI DA BONIFICA
Gli acciai da bonifica sono usati per componenti soggetti ad alte sollecitazioni meccaniche, generate da forze di
flessione, tensione, compressione, torsione e taglio.
La capacità di resistere alle sollecitazioni statiche dipende dalle caratteristiche resistenziali dell’acciaio (quali:
la durezza, la resistenza a trazione, a compressione, a flessione, a torsione, al taglio e allo snervamento) e anche dalla
tenacità, per evitare fratture da fragilità.
Per i pezzi destinati alla trasmissione di potenza è spesso richiesta anche una buona resistenza all’usura e alle sollecitazioni cicliche o dinamiche. Queste ultime possono
portare alla frattura anche con intensità inferiori alla resistenza a trazione statica o allo snervamento (fratture di fatica). Per tale ragione il progettista deve sempre considerare
queste sollecitazioni, che possono manifestarsi con varie
intensità e/o direzioni.
La fatica è la principale causa del cedimento dei componenti meccanici; infatti la percentuale delle fratture di
fatica è circa l’80÷95 % di tutte le fratture censite. Soltanto
raramente le fratture di fatica possono essere imputate a di-
30
0
0,20
0,40
0,60
Carbonio % p.p.
0,80
Figura 5.05. Massima durezza della martensite ottenibile in funzione del contenuto di carbonio (da W. Gerber).
Le strutture miste, che contengono martensite, bainite,
ferrite e perlite, secondo i casi, possiedono una minore durezza e resistenza a trazione, che non dipendono interamente dalla percentuale di carbonio e dalla martensite, ma dalla
durezza e resistenza e dalla percentuale volumetrica dei singoli componenti strutturali.
I risultati di molte prove, elaborati statisticamente, mostrano una discreta correlazione tra la resistenza a trazione
o la durezza di certe strutture e la composizione chimica
dell’acciaio.
L’azoto non combinato presente negli acciai legati da
nitrurazione fa aumentare la durezza di tutti i tipi di strutture (figura 5.06).
-2-
La resistenza allo snervamento delle strutture ferritico
perlitiche può essere aumentata tramite aggiunta di elementi
quali il vanadio e niobio che favoriscono l’indurimento per
precipitazione anche se aggiunti in concentrazione molto
bassa (0,05÷0,1 %).
Durezza HRC
70
700
500
300
0,2
50
Temperatura d’equilibrio
30
A
0,4
0,6
%C+N
0,8
B
10
0,2
0,4
0,6
%C+N
0,8
Figura 5.06. Effetto della somma del contenuto di C e N sulla durezza e resistenza a trazione di acciai legati da nitrurazione (da
K. Vetter). Campo di composizione degli acciai esaminati:
0,19÷0,53 % C, 0,04÷0,44 % Si, 0,26÷0,95 % Mn, 0,04÷0,24 %
Cr, 0,001÷0,017 % Al e 0,10÷0,17 % N. A) Provette Ø 10 mm
temprate da 850 °C in olio. Struttura: Perlite + bainite + martensite; B) Provette Ø 20÷50 mm laminate a caldo. Struttura: Ferrite
+ perlite.
Precipitazione
900
Temperatura
Resistenza a trazione Rm (N/mm2)
1100
zioni a bordo grano. Il tempo e la temperatura (figura 5.07),
nonché la composizione e la grossezza del grano austenitico dell’acciaio, sono i parametri che lo influenzano maggiormente. Gli acciai più sensibili all’infragilimento da rinvenimento sono quelli legati al Cr, al Mn ed al CrMn; un
po’ meno quelli legati al CrNi. Non pare siano sensibili gli
acciai al carbonio e quelli legati al Mo, od al W, per i quali
l’infragilimento avviene soltanto dopo permanenze lunghissime (100÷1000 ore) a temperatura nell’intervallo critico.
Anche per questa ragione gli acciai al NiCrMo hanno avuto
grande diffusione ed indiscusso successo.
1
5
10
25 50 75
Durezza HRC
Tempo (log)
Gli acciai da bonifica sono sempre sottoposti al tratta- Figura 5.07. Rappresentazione schematica del processo
mento di rinvenimento d’addolcimento dopo tempra mar- d’infragilimento da rinvenimento.
tensitica, che si prefigge di trasformare la martensite tetraCome s’è detto, la resistenza a trazione degli acciai da
gonale in sorbite: una struttura costituita da un’omogenea
dispersione di carburi finissimi nella matrice ferritica. La bonifica allo stato bonificato (condizioni d’impiego) dipensorbite è tanto più dura e resistente quanto più fini sono i de dal rinvenimento d’addolcimento, che dovrebbe generacarburi dispersi nella ferrite ed è tanto più tenace, a parità re una significativa riduzione della durezza dello stato temdi durezza, quanto più omogenea è la distribuzione e la fi- prato.
La temperatura di rinvenimento di bonifica non dovrebnezza dei carburi. Essa costituisce, di solito, il migliore
be
essere
troppo bassa, specialmente per gli acciai con bascompromesso tra le caratteristiche meccaniche tensili e la
sa
temprabilità,
per garantire una buona trasformazione deltenacità.
la
martensite
tetragonale
in sorbite e dovrebbe essere scelta
Come s’è detto, la sorbite è il risultato dell’evoluzione
accortamente
per
non
incorrere
nei fenomeni d’infragilidella martensite al rinvenimento e perciò necessita della
trasformazione martensitica durante la tempra per potersi mento, che si manifestano negli intervalli 250÷350 °C (per
formare. Dunque, le caratteristiche meccaniche finali la precipitazione di cementite o di carburi al bordo delle
dell’acciaio bonificato dipenderanno dalla quantità di mar- placche di martensite cubica) e 450÷550 °C (infragilimento
tensite ottenuta a piena tempra, oltre che dalla temperatura da rinvenimento) in numerosi acciai da bonifica.
di rinvenimento, da cui dipendono le dimensioni e la di60
spersione dei carburi.
Ogni acciaio da bonifica possiede una caratteristica curva di rinvenimento, cioè la variazione della durezza o delle
Piena tempra da 850 °C
50
caratteristiche meccaniche misurate a temperatura ambiente
dopo il riscaldamento alla temperatura di rinvenimento per
una durata sufficiente (vedi schede tecniche dei singoli ac40
ciai in allegato).
Escludendo casi particolari, la temperatura del rinveni500
mento d’addolcimento dovrebbe essere sempre maggiore di
550
30
550 °C, per evitare il rischio d’infragilimento, cui sono sen600
sibili quasi tutti gli acciai da bonifica che non contengono
650
molibdeno. Taluni acciai sono così sensibili a questo feno20
meno che necessitano dello spegnimento in acqua od in olio
Temperatura di
dopo rinvenimento a temperatura superiore ai 550 °C; ciò
rinvenimento °C
perché il raffreddamento all’aria, necessariamente lento at10
traverso l’intervallo di temperatura critico (450÷550 °C),
0
0,20
0,40
0,60
0,80
sarebbe sufficiente per innescare il fenomeno. Sebbene
Distanza
dall’estremità
temprata
(mm)
l’infragilimento da rinvenimento sia noto da molti decenni,
nessuna teoria ha permesso di chiarirlo definitivamente. La
più accreditata ritiene che dipenda da sub microprecipita-3-
Figura 5.08. Effetto della temperatura di rinvenimento dopo tempra sulla durezza dell’acciaio 42CrMo4 (da K. Vetter).
to da 900 °C in olio e rinvenuto 2 ore; 38NiCrMoV7 (Si < 0,4 %)
temprato da 850 °C in olio e rinvenuto per 2 ore.
La figura 5.08 mostra la dipendenza della durezza dalla
temperatura di rinvenimento di una provetta Jominy
d’acciaio 42CrMo4. Come si nota, la struttura martensitica
(zona prossima all’estremità temprata) subisce la maggior
diminuzione di durezza col rinvenimento, tanto che rinvenendo a temperatura sufficientemente elevata si può rendere omogenea la durezza di tutta la sezione trasversale di un
pezzo.
Il Si, il Mn e gli elementi carburigeni Mo, V e Cr, ostacolano la riduzione della durezza durante il rinvenimento.
Molti autori danno formule matematiche che correlano
le condizioni di rinvenimento, la composizione chimica
dell’acciaio e la durezza o la resistenza a trazione ottenuta
dopo rinvenimento.
La resistenza allo snervamento Rp0,2 ed il limite elastico
degli acciai da bonifica dipendono dalla struttura ottenuta
dopo tempra e dalla temperatura di rinvenimento. I valori di
entrambe le caratteristiche sono relativamente bassi per la
martensite non rinvenuta e raggiungono il massimo valore
dopo rinvenimento a 250÷300 °C (figure 5.09 e 5.10).
Dopo rinvenimento ad ogni temperatura, le strutture miste a piena tempra, che contengono bainite inferiore con
ferrite e perlite o una certa quantità d’austenite residua,
possiedono un minor rapporto Re/Rm o Rp0,2/Rm di quelle
martensitiche. La figura 5.11 mostra la relazione tra il rapporto R p0,2/Rm e il grado d’indurimento, espresso come differenza tra la massima durezza raggiungibile dall’acciaio a
piena tempra martensitica e la durezza HRC a piena tempra
con struttura mista (durezza attuale).
2200
100
41SiNiCrMoV7
38NiCrMoV7
Rm
80
Rapporto Rp0,2/Rm in %
Resistenza a trazione Rm e carichi unitari
di snervamento Rp0,2 e Rp0,01 (N/mm2)
2000
1800
Rp0,2
1600
1400
60
40
20
1200
Rp0,01
0
1000
0
800
0
100
200
300
400
500
Temperatura di rinvenimento °C
Figura 5.11. Relazione tra il rapporto Rp0,2/Rm e il grado
d’indurimento espresso come differenza tra durezza massima raggiungibile e durezza HRC attuale (da SAE Handbook).
600
Figura 5.09. Influenza del contenuto di Si sulla variazione della
resistenza a trazione e carichi unitari di snervamento di acciai da
bonifica UHS, con la temperatura di rinvenimento (da K. Vetter).
Composizione e stato degli acciai: 41SiNiCrMoV7 (Si = 1,7 %),
temprato da 900 °C in olio e rinvenuto 2 ore; 38NiCrMoV7 (Si <
0,4 %) temprato da 850 °C in olio e rinvenuto per 2 ore.
70
41SiNiCrMoV7
38NiCrMoV7
Resilienza KDVM (J)
60
50
40
30
20
0
100
200
300
400
500
Temperatura di rinvenimento °C
10
20
30
40
50
Differenza tra durezza massima ottenibile
e durezza attuale HRC
600
Figura 5.10. Influenza del contenuto di Si sulla variazione della
resilienza KDVM di acciai da bonifica UHS, con la temperatura di
rinvenimento (da K. Vetter). 41SiNiCrMoV7 (Si = 1,7 %), tempra-
Cinetica di trasformazione dell’austenite e temprabilità
Sebbene l’argomento sia stato ampiamente trattato nei
capitoli terzo, quarto e quinto del primo volume e nel capitolo quarto di questo volume, riteniamo opportuno ricordare i concetti fondamentali della trasformazione anisoterma
dell’austenite. A tal scopo servono i diagrammi CCT, che
consentono di prevedere quale struttura s’otterrà raffreddando l’acciaio con una data velocità di spegnimento dalla
corretta temperatura d’austenitizzazione.
Le tre curve di raffreddamento tracciate in figura 5.12
rappresentano i casi più frequenti nella tempra degli acciai
da bonifica e precisamente:
• curva 1: rappresenta il raffreddamento lento che conduce a trasformazioni perlitico ferritiche, tipico delle ricotture o della normalizzazione;
• curva 2: rappresenta la velocità di raffreddamento tipica
dei casi di tempra incompleta, cioè che portano a strutture miste ferritico bainitiche con quantità variabili di
martensite;
• curva 3: rappresenta il caso della tempra martensitica
totale, cioè ottenuta con una velocità di raffreddamento
superiore alla critica di tempra.
La conoscenza della cinetica di trasformazione isotermica dell’austenite consentì l’introduzione di nuovi trattamenti termici, quali la ricottura e la bonifica isotermica e la
-4-
tempra bainitica. Inoltre fu possibile la tempra scalare martensitica o tempra interrotta, che permise d’ottenere una notevole riduzione delle deformazioni e dei rischi di rottura,
anche nei mezzi di spegnimento più drastici, e l’uso
d’acciai sempre meno legati.
F
P
Asse del pezzo
trattato
A
AC1
Durezza HRC
Temperatura
AC3
zione martensitica è totale. Per questa ragione gli acciai da
bonifica sono tutti ipoeutettoidici, con tenore di carbonio
non superiore allo 0,60 %.
Le figure 5.14, 5.15 e 5.16 rappresentano schematicamente l’influenza del mezzo temprante, della composizione
chimica e delle dimensioni del pezzo sulla penetrazione di
tempra negli acciai da bonifica.
B
Ms
u
Acq
a
o
Oli
Aria
1
M
Superficie esterna
2
Tempo
Durezza HRC
70
0
1
2
3
10 20 30 40 50 40 30 20 10
Distanza dalla superficie (mm)
0
Figura 5.15. Variazione della durezza in funzione della distanza
dalla superficie di barrotti di diversi acciai da bonifica temprati
in olio. (1) acciai fortemente temprabili; (2) acciai mediamente
temprabili; (3) acciai poco temprabili od al carbonio.
100 %
60
Superficie esterna
Gli acciai al carbonio possiedono scarsa temprabilità,
cioè necessitano d’una velocità di spegnimento assai elevata per consentire la trasformazione martensitica. L’aggiunta
d’elementi di lega aumenta la temprabilità e sposta a destra
le curve CCT, riducendo progressivamente la velocità critica di tempra. Dunque ogni acciaio deve essere temprato in
un adatto mezzo di spegnimento, sempre meno drastico
(nell’ordine: acqua, olio, bagno termale, aria) al crescere
della concentrazione degli elementi di lega ed in funzione
della specifica temprabilità e delle dimensioni del pezzo da
temprare.
La temprabilità degli acciai da bonifica si misura con la
prova Jominy, descritta nel capitolo quinto del primo volume, cui si rimanda.
Figura 5.14. Variazione della durezza HRC in funzione della distanza dalla superficie di un barrotto d’acciaio da bonifica temprato in mezzi di spegnimento diversi.
Asse
Figura 5.12. Diagramma di trasformazione dell’austenite al raffreddamento continuo (CCT) d’un acciaio mediamente legato da
bonifica, con tracciate le tre curve di raffreddamento caratteristiche. (1) ricottura o normalizzazione; (2) tempra martensitica incompleta; (3) tempra martensitica totale.
Superficie esterna
3
Tempra in olio
% martensite
50 %
50
Tempra in acqua
40
30
0
0,20
0,40
0,60
Carbonio % p.p.
0,80
Figura 5.13. Relazione tra durezza HRC e percentuale di carbonio degli acciai da bonifica, in funzione della quantità di martensite ottenuta a piena tempra.
La durezza dell’acciaio temprato dipende dal contenuto
di carbonio e dalla quantità di martensite ottenuta (figura
5.13). Come si nota, oltre lo 0,6 % di carbonio, la durezza
non varia sensibilmente, specialmente quando la trasforma-
Figura 5.16. Variazione della penetrazione di tempra in funzione
del diametro del barrotto a parità di composizione dell’acciaio e
del tipo di mezzo di spegnimento.
Nella scelta del tipo d’acciaio, tenuto conto della dimensione del pezzo e delle caratteristiche meccaniche che
si desiderano ottenere dopo tempra (e di conseguenza dopo
bonifica), è di fondamentale importanza la temprabilità,
cioè l’attitudine alla trasformazione martensitica anche a
-5-
velocità di spegnimento modeste. Essa garantisce il raggiungimento di sufficiente durezza anche in profondità,
quando l’acciaio è correttamente temprato dalla giusta temperatura d’austenitizzazione. Come s’è detto la temprabilità
degli acciai da bonifica è valutata con la prova Jominy, secondo UNI EN ISO 642, che fornisce le curve di temprabilità o curve Jominy, che sono significative per gli acciai legati. Tuttavia la norma UNI EN 10083 prescrive le bande
Jominy anche per gli acciai speciali al carbonio, escludendo
soltanto il C22, C25 e C30, di temprabilità troppo bassa
perchè la prova sia significativa.
Tramite le curve Jominy ed i diagrammi di GerberWyss è possibile prevedere la durezza ad una certa profondità dalla superficie di pezzi cilindrici a piena tempra eseguita in un adatto mezzo di spegnimento (vedi capitolo
quinto del primo volume).
La tabella 05.01 riassume tale previsione per la tempra
in acqua mediamente agitata (drasticità H = 1 inch-1) e in
olio di media drasticità (H = 0,2 inch-1), indicando i diametri dei pezzi che in superficie, a 3/4 di raggio ed al centro
assumono a piena tempra la medesima durezza d’un determinato punto della provetta Jominy. Per esempio la durezza
al centro d’un pezzo d’acciaio 39NiCrMo3, di diametro 74
mm, temprato in olio, è compresa tra 36 e 52 HRC. Infatti,
dalla tabella 05.01 si rileva che la durezza è uguale a quella
della distanza Jominy di 25 mm dall’estremità temprata.
Dalla banda Jominy dell’acciaio in questione (vedi scheda
tecnica allegata), si deduce che alla distanza di 25 mm corrisponde una durezza compresa tra 52 e 36 HRC, in funzione della composizione della colata, del contenuto di carbonio e della grossezza del grano austenitico. Tali limiti potrebbero esser eccessivi per determinate applicazioni, perciò si prescrive una banda Jominy ristretta.
-6-

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