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English to Italian: Cracking di tipo IV di saldature in acciai ferritici 9-12 Cr resistenti al creep General field: Tech/Engineering Detailed field: Chemistry; Chem Sci/Eng
Source text - English The problem of type IV cracking has existed for many years in power plant operated at elevated temperatures. As early as 1974, in tests carried out at 550° C, Schuller in Germany reported the low cross-weld strength of weldments in DIN 10CrMo9-10 (equivalent to AISI A182 grade F22 – 2•25%Cr–1%Mo).6 He observed that, in tests extending to more than 104 h, the cross-weld strength fell more than 20% below that of the parent steel. In the UK, many power stations built in the 1960s and 1970s incorporated a large amount of 0• 5%Cr–0• 5%Mo–0• 25%V steel (BS 3604 grade 660) that allowed a substantial rise in the operating temperature (from around 540°C up to 565°C) for coal- fired plant.7 Problems with fabrication cracking were followed by long-term failure mechanisms such as type IV cracking. Meanwhile, continental Europe deployed the 12%Cr steel X20CrMoV121 (X20), with modest service temperatures in thinner section sizes, and encountered few problems, thanks to an inherent resistance to reheat cracking and a resistance to type IV cracking at the lower service temperatures.7 Grade 91, provided a cheaper and stronger alternative to X20 that could be deployed in higher temperature plant with target temperatures of 600°C. Unfortunately, at these higher temperatures, the resistance of both X20, grade 91, and of subsequently developed creep-resistant steels to type IV cracking, falls in a more dramatic way than for their lower alloy predecessors. Early determinations of the ratio of cross-weld creep strength to that of the parent steel revealed values substantially below unity. Townley gave a 10 000 h/570°C value of 0•65, and Etienne and Heerings gave values at 550, 600 and 650°C, determined by extrapolation to the design stresses of 1•0, 0•68 and 0•70 respectively.8,9 (These authors also listed values for many other materials in elevated temperature service, including X20.) A warning note was sounded by Bru¨ hl et al., who measured cross-weld creep strengths that were substantially lower than parent steel values.10,11 This and the following warning note of Middleton appear to have been largely to no avail: ‘The operation of super- critical plant constructed from either grade 91 or X20 steels at y600uC would therefore involve a degree of risk of type IV cracking, the level depending on the medium to long term strength loss found for cross-weld testing, unless a modest overdesign were applied.’12 From a comparison of known creep rupture strengths and observed failure times of power plant welds, Middleton also deduced the likely level of system stresses. He commented that ‘At 600uC the superior rupture strength of P91 renders it more resistant to type IV failures than X20 beyond y30 kh. The presence of a creep-weak HAZ leads to a cross weld rupture strength that is severely reduced, however, leading to a much lower tolerance of system stress, to the extent that P91 systems operated at 600uC are predicted not to sustain system stresses > 16 MPa without risk of failure for a 40% strength loss’. Bru¨ hl et al.10,11 also noted that, while weld metal, HAZ and parent steel are subjected to the same strain for circumferential welds, the lower HAZ creep strength of P91 weldments is of concern for longitudinal welds, as they are subjected to the same stress as the parent steel (which is twice the cross-weld pressure stress to which the girth welds are subjected).
Translation - Italian Il problema del cracking di tipo IV esiste da molti anni nelle centrali elettriche operate a temperature elevate. Già nel 1974, nei test effettuati a 550 ° C, Schuller in Germania ha riportato la bassa resistenza alla saldatura a croce di saldature nella DIN 10CrMo9-10 (equivalente all' AISI A182 grado F22 - 2 • 25% di Cr-1% Mo). 6 Egli ha osservato che, nei test che si estendono per più di 104 h, la resistenza alla saldatura a croce è diminuita oltre il 20% i più rispetto a quella dell'acciaio madre. Nel Regno Unito, molte centrali elettriche costruite negli anni 1960 e 1970 hanno incorporato una grande quantità di acciaio 0 • 5% Cr-0 • 5% Mo-0 • 25% V (BS 3604 grado 660), il che ha reso possibile un aumento sostanziale nella temperatura di esercizio (da circa 540 ° C fino a 565 ° C) per centrale carboelettrica. Problemi con il cracking di fabbricazione sono stati seguiti da meccanismi di cedimento a lungo termine, come ad esempio il cracking di tipo IV. Nel frattempo, l'Europa continentale ha impiegato l'acciaio 12% Cr X20CrMoV121 (X20), con modeste temperature di servizio in misure di sezioni di minor spessore e non ha riscontrato molti problemi, grazie ad una resistenza intrinseca nel cracking da riscaldamento ed una resistenza al cracking di tipo IV a temperature di servizio inferiori. L’ acciaio di grado 91 ha fornito un'alternativa più economica e più forte all' X20 che potrebbe essere impiegata in centrali a temperatura superiore con temperature target di 600 ° C. Sfortunatamente, a queste temperature elevate, la resistenza sia dell' X20, dell’acciaio digrado 91 e di quelli resistenti al creep, successivamente sviluppati al cracking di tipo IV, cala in maniera più drastica rispetto ai loro predecessori di lega inferiore. Determinazioni iniziali del rapporto fra resistenza al creep da saldatura a croce e quella dell' acciaio madre ha rivelato valori sostanzialmente al di sotto dell'unità. Townley ha attribuito un valore di 10 000 ore / 570° C di 0 • 65, e Etienne e Heerings hanno attribuito valori di 550, 600 e 650 ° C, determinati dall' estrapolazione alle sollecitazioni di progetto di 1 • 0, 0 • 68 e 0 • 70 rispettivamente (Questi autori hanno anche elencato valori per molti altri materiali elevata temperatura di servizio, compreso l' X20.) Un'avvertenza fu data da da Bru¨ hl et al. dopo aver misurato le resistenze al creep da saldatura a croce che erano sostanzialmente inferiori rispetto ai valori dell' acciaio madre. Questa e la seguente avvertenza data da Middleton sembrano non essere servite a molto: 'Il funzionamento di un impianto super-critico elaborato sulla base di acciai di grado 91 e quelli X20 a y600uC, comporterebbe pertanto un grado di rischio di cracking di tipo IV, di livello dipendente dalla perdita di resistenza dal medio al lungo termine riscontrata per il cross-weld testing, a meno che non sia stato applicato un modesto overdesign.' Da un confronto di resistenze a rottura per creep e tempi di guasto delle saldature della centrale elettrica osservati , Middleton ha inoltre dedotto il probabile livello di stress del sistema. Ha spiegato che ' a 600uC la resistenza a rottura superiore del P91 lo rende più resistente ai cedimenti di tipo IV rispetto all' X20 oltre i y30 kh. Tuttavia, la presenza di una ZTA a creep debole conduce a una resistenza alla rottura da saldatura a croce notevolmente ridotta, portando ad una tolleranza molto più bassa dello stress del sistema, nella misura in cui i sistemi P91 operati a 600uC non dovrebbero sostenere gli stress del sistema > 6 MPa senza il rischio di cedimento, per una perdita di resistenza del 40% '. BRU hl et al. hanno inoltre osservato che, durante la saldatura del metallo, la ZTA e l' acciaio madre sono sottoposti alla stessa tensione per le saldature circolari, la più bassa resistenza al creep della ZTA delle saldature P91 comporta rischi per le saldature longitudinali, in quanto sottoposte allo stesso stress dell'acciaio madre (che è il doppio dello sforzo a pressione della saldatura a croce a cui le saldature circonferenziali sono sottoposte).
Italian to English: MULTIBODY CALCULATION APPLIED TO THE VIBRATION ANALYSIS OF A CAR POWERPLANT General field: Tech/Engineering Detailed field: Mechanics / Mech Engineering
Source text - Italian Al fine di esaminare il comportamento vibrazionale di un particolare motore termico, sono stati determinati i modi propri di vibrare dell’albero motore, soffermandosi in particolare sulle vibrazioni torsionali; sono state ricavate le irregolarità di moto, le accelerazioni e gli indici vibrazionali delle staffe di supporto del motore. Per la problematica in oggetto i componenti da modellare necessariamente sono: l’albero motore, i pistoni, le bielle, i cuscinetti di banco e di biella, i supporti del motore, la rigidezza del contatto tra pistone e cilindro. Sono stati realizzati diversi modelli di complessità via via crescente. Il primo modello realizzato ipotizza corpi rigidi, permettendo di valutare l’andamento delle irregolarità di moto dell’albero motore per basse frequenze (
Translation - English In order to examine the vibration behavior of a particular internal combustion engine, the vibration behavior of the crankshaft was analysed by focusing, more particularly, on the torsional vibrations; motion irregularities, accelerations and vibration indexes of the engine support brackets were obtained. For the issue in hand the components to be necessarily modeled were: crankshaft, pistons, connecting rods, main and conrod bearings, engine mounts, contact stiffness between piston and cylinder. Different models of gradually increasing complexity were realized. The first realized model assumed rigid bodies, allowing to assess the course of the motion irregularities of the crankshaft at low frequencies (
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Years of experience: 18. Registered at ProZ.com: Mar 2012.
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