Istituto Italiano della Saldatura – Lungobisagno Istria, 15 – 16141 Genova (I) - Tariffa regime libero: “Poste Italiane SpA - Sped. A.P. 70%, DCB Genova” Tassa Pagata - Taxe Perçue ordinario - Contiene IP + Supplemento - Bimestrale Novembre - Dicembre 2012 ISSN:0035-6794 Organo Ufficiale dell’Istituto Italiano della Saldatura - anno LXIV - N. 6 * 2012 Laggan - Tormore Export Pipeline Isole Shetland UK a pagina 747 Il Gruppo IIS si completa il 1° Gennaio 2013: dall’Istituto Italiano della Saldatura nasce IIS Progress S.r.l. La nuova Società continuerà a svolgere le tradizionali attività di Formazione teorica e pratica QHOFDPSRGHOODVDOGDWXUDHGHOOHWHFQLFKHDIÀQLHGHIIHWWXHUjFRQLOSURSULR/DERUDWRULR le tradizionali prove ed analisi sui materiali da costruzione e sui giunti saldati A completamento della trasformazione, iniziata nel 2011 con la creazione delle Società IIS Service e IIS Cert, l’Istituto Italiano della Saldatura - Ente Morale ha deciso di concludere il percorso della “partizione” con la costituzione di IIS Progress, la terza Società del Gruppo IIS. In dettaglio, il Gruppo IIS sarà costituito da tre Società, con personalità giuridica di S.r.l., totalmente di proprietà dell’Istituto Italiano della Saldatura - Ente Morale, quale unico socio in un contesto di LQDOLHQDELOLWj L’Istituto Italiano della Saldatura - Ente Morale, quale 6RFLHWj JXLGD GHÀQLUj OD ´9LVLRQµ GHO *UXSSR ,,6 DYHQGR D ULIHULPHQWR IUD O·DOWUR OH ÀQDOLWj FXOWXUDOL della propria “Mission”. IIS Progress, con il suo Staff composto da 42 persone, opererà oltre che nella Sede Centrale di Genova DQFKHSUHVVRJOL8IÀFL5HJLRQDOLGL/HJQDQR0, 0RJOLDQR 9HQHWR 79 3ULROR *DUJDOOR 65 H 7DUDQWR7$ Con riferimento al proprio “Oggetto Sociale”, IIS Progress svolgerà le tradizionali attività di formazione teorica e pratica del personale nel campo delle tecniche di giunzione e dei controlli non distruttivi H SUHVVR LO SURSULR /DERUDWRULR HIIHWWXHUj DQDOLVL prove e controlli su materiali da costruzione, fornirà DVVLVWHQ]D WHFQLFRVFLHQWLÀFD H FRQGXUUj VWXGL ricerche e sperimentazioni con riferimento alle WHFQRORJLHGLJLXQ]LRQHHGDTXHOOHFRQQHVVHDIÀQLH contigue, nonché alle relative applicazioni industriali. 3HULQIR8IÀFLR6WDPSD8IÀFLR&RPPHUFLDOH Servizio Vincente Da oltre quarant’anni Commersald è leader nella fornitura di soluzioni per la saldatura. La vasta gamma di prodotti di alta qualità, O¶HI¿FDFLDGHOO¶DVVLVWHQ]DWHFQLFD HO¶HI¿FLHQ]DGHOODORJLVWLFD ci rendono il partner ideale nell’ambito di ogni settore di applicazione, per un servizio sempre vincente. SERVIZIO TECNICO Commersald Impianti S.R.L. via Labriola, 39 41123 Modena - Italy Tel.: +39.059.822374 Fax: +39.059.333099 FORNITURA MATERIALI Commersald C Comm Co omm mmer ersa er sald sa ld S S.P.A. .P P.A .A. A. via Bottego, 245 41126 Modena - Italy Tel.: +39.059.348411 Fax: +39.059.343297 www.commersald.com ASSISTENZA POST VENDITA LOGISTICA Filiale Commersald Group via E. De Marchi, 4 20125 Milano - Italy Tel.: +39.02.67382348 Fax: +39.02.66710308 Articoli 747 “Laggan-Tormore Export Pipeline”: applicazione di fili 1Ni per saldatura orbitale NG-GMAW di giunti di forte spessore ad elevata resistenza e tenacità - F. Ciccomascolo e T. Megna Francesco Ciccomascolo e Tito Megna ci illustrano alcuni degli aspetti più significativi correlati con la fabbricazione di una pipeline sulle Isole Shetland, nell’ambito del progetto Total denominato Laggan-Tormore. I costruttori Italiani hanno in questo settore un’esperienza riconosciuta a livello internazionale, grazie alla quale SICIM ha potuto affrontare le severe specifiche contrattuali con opportune scelte sia sul piano della tecnologia della saldatura, sia su quello della scelta dei consumabili idonei ad ottenere le previste condizioni di overmatching, optando per preparazioni narrow gap idonee ai forti spessori (33 mm) previsti progettualmente. 757 Resistenza meccanica ed a corrosione di giunti simili a sovrapposizione saldati mediante FSW - G. Castagnola et al. 771 Valutazione della “Minimum Pressurizing Temperature” (MPT) per reattori di elevato spessore realizzati in acciai bassolegati al Cr-Mo, in esercizio in condizioni di “hydrogen charging” - G. L. Cosso e R. Grandicelli In copertina Contractor: SICIM S.p.A. Cliente: Total E&P Progetto: Laggan-Tormore (Isole Shetland) - UK Saldatura di linea con processo GMAW meccanizzato di pipeline in acciaio al carbonio (diametro 30” - spessore 33 mm) Con questa presentazione, Giovanni Castagnola ed altri analizzano le proprietà meccaniche e la resistenza alla corrosione di giunti saldati a sovrapposizione con processo FSW, utilizzando come materiali base leghe tipo AA2024 e AA 6056, parametrizzando la velocità di avanzamento durante il programma sperimentale di prove. La caratterizzazione dei risultati è partita con le classiche prove di resistenza a trazione, quindi è stata svolta una microscopia ottica dei giunti e le prove di resistenza alla corrosione mediante monitoraggio del potenziale a circuito aperto e polarizzazione anodica. A valle dell’indagine, sono emersi risultati più favorevoli in corrispondenza di velocità di avanzamento minori, con rotture che si manifestano in zone diverse in funzione della lega. Gian Luigi Cosso e Roberto Grandicelli affrontano il tema della temperatura minima di pressurizzazione (MPT) per reattori di elevato spessore realizzati in acciaio al Cr - Mo, per servizio in condizioni di “Hydrogen Charging”, come appunto suggerisce il titolo della presentazione. Come noto, nella conduzione di queste apparecchiature è necessario valutare gli effetti della diminuzione della tenacità del materiale riconducibili al fenomeno della fragilità da rinvenimento (Temper Embrittlement), con rischi di rotture in fase di avvio dell’impianto in cui è esercita l’apparecchiatura, quando la temperatura è confrontabile con quella ambiente. Allo scopo, si rende appunto necessaria la valutazione della MPT e della relazione che intercorre tra la temperatura dei componenti e la pressione massima impiegabile in fase di avviamento. 779 Robotica ed automazione dei processi saldati: traguardi acquisiti e prospettive future - R. Molfino 789 Nuove soluzioni di monitoraggio di processo nella saldatura laser in fibra di leghe di titanio - D. Colombo e B. Previtali Questa presentazione è stata proposta durante il recentissimo Convegno in materia di automazione e robotica in saldatura, svoltosi a Milano il 27 Novembre 2012. La Professoressa Molfino (Presidente di SIRI) illustra da una parte lo stato dell’arte della materia e prova a definire allo stesso tempo le possibili prospettive del settore; la presentazione tocca gli argomenti afferenti alle architetture robotiche, considerando la rapida crescita del processo FSW e delle specifiche che impone per la propria robotizzazione, quindi l’impiego di piattaforme mobili per cantieristica navale. L’analisi passa quindi a considerare le attrezzature robotiche, illustrando in sintesi i risultati di alcuni programmi di ricerca internazionali, con un cenno alle celle tipo Plug & Play, per passare quindi alla sensoristica, all’insegna di una sempre crescente ricerca di integrazione tra la componente robotica e quella umana. Daniele Colombo e Barbara Previtali illustrano le caratteristiche di una nuova soluzione per il monitoraggio del processo di saldatura laser di leghe di titanio (con l’impiego di sorgenti in fibra). Si tratta del sistema denominato TOCM (Through Optical Combiner Monitoring), che rende possibile il monitoraggio direttamente dal combiner ottico presente all’interno delle sorgenti in fibra. La parte sperimentale del lavoro considera appunto i risultati ottenuti nel monitoraggio di giunti a sovrapposizione di lamiere di Ti Grado 5, dello spessore di 2 mm, evidenziando la capacità del sistema di rilevare le non conformità e le motivazioni che le hanno generate. International Institute of Welding (IIW) TIG weld penetration improvement by laser-activated process with oxygen - M. Mizutani and S. Katayama 801 M. Mizutami e S. Katayama riassumono in questo articolo i risultati di un’attività sperimentale volta a migliorare la capacità di penetrazione del processo TIG mediante l’ausilio di una sorgente laser attivata con ossigeno. E’ noto infatti che il processo TIG può avvalersi di metodi per incrementarne appunto la penetrazione, quale ad esempio il cosiddetto A-TIG, originariamente introdotto dal Paton Welding Institute. In questo caso, il processo prevede il pretrattamento di un’area di dimensioni ridotte con un fascio laser attivato con ossigeno, prima del passaggio dell’arco TIG, allo scopo di sfruttare le proprietà dell’ossigeno nei confronti della profondità di penetrazione. Le successive attività di caratterizzazione dei giunti evidenziano risultati incoraggianti, anche a confronto di quanto sarebbe possibile ottenere agendo sulla sola velocità di avanzamento. Il processo così descritto prende il nome di LA-TIG (dove LA sta appunto per Laser Activated). IIS Didattica Introduzione alla stesura di Specifiche di Procedura di Saldatura (WPS) secondo Codice ASME, Sezione IX - IIS FOR ANNO LXIV Novembre - Dicembre 2012 Periodico Bimestrale DIRETTORE RESPONSABILE: Dott. Ing. Mauro Scasso REDATTORE CAPO: Dott. Ing. Michele Murgia; [email protected] REDAZIONE: Isabella Gallo; [email protected] Maura Rodella; [email protected] PUBBLICITÀ: 811 Scienza e Tecnica Progettare la sicurezza - SIL - Safety Integrity Level: la funzione dei sistemi di protezione SIS in relazione ai vincoli di sicurezza integrata secondo IEC 61508 e 61511 G. Cevasco e R. Grandicelli Direzione - Redazione - Pubblicità: Lungobisagno lstria, 15 ∙ 16141 Genova Telefono: 010 8341475 ∙ Fax: 010 8367780 [email protected] ∙ www.iis.it 743 745 827 IIS News & Events Convegno “Robotica ed automazione dei processi in saldatura: quali alternative ai processi convenzionali?” Milano, 27 Novembre 2012 - M. Murgia 831 Abbiamo provato per voi Elettrodi Elga Cromarod, ITW Welding 837 Normativa Tecnica UNI EN ISO 13585:2012 “Brasatura forte - Qualificazione dei brasatori e degli operatori per la brasatura forte” E. Birello 849 Dalle Aziende Comunicati Stampa 853 Notiziario Letteratura Tecnica, Codici e Norme, Corsi, Mostre e Convegni 861 Ricerche Bibliografiche da IIS-Data Hydrogen-induced cracking (HIC) 871 877 884 Indice 2012 Elenco degli Inserzionisti ABBONAMENTI: Organo Ufficiale dell’Istituto Italiano della Saldatura Rubriche In memoria Franco Lezzi Franco Ricciardi; [email protected] Cinzia Presti; [email protected] Francesca Repetto; [email protected] Il Codice americano ASME BPV (Boiler and Pressure Vessel), riconosciuto e applicato a livello internazionale per la progettazione e la fabbricazione di attrezzature a pressione, dedica un’intera sezione, la IX appunto, alla regolamentazione ed alla verifica dei requisiti fondamentali per garantire la la ripetibilità degli standard prestazionali richiesti alle saldature, in fase di fabbricazione. Lo scopo del presente articolo è quello di illustrare, in linea generale, le prescrizioni relative ai processi di saldatura richiamate nella Sezione, affinchè il processo produttivo possa essere pianificato ed eseguito mediante l’applicazione di variabili di saldatura predeterminate e di efficacia conosciuta. Editoriale Il messaggio a Garcia 6 2012 Abbonamento annuale 2012 Italia: ……………..……€ 100.00 Estero: ………….……...€ 170.00 Un numero separato:... € 26.00 La Rivista viene inviata gratuitamente ai Soci dell’Istituto Italiano della Saldatura. Rivista associata Registrazione al ROC n° 5042 - Tariffa regime libero: “Poste Italiane SpA - Spedizione in Abbonamento Postale 70%, DCB Genova” Fine Stampa Dicembre 2012 Aut. Trib. Genova 341 - 20.04.1955 Stampa: ALGRAPHY S.r.l. - Genova www.algraphy.it L’Istituto Italiano della Saldatura aderisce per i contenuti della propria Rivista alle Linee Guida emanate da COPE - Committee on Publication Ethics (http://publicationethics. org), con particolare riferimento ai contenuti degli articoli, alla pubblicazione di informazioni riservate o sensibili ed alla citazione delle fonti. La riproduzione degli articoli pubblicati è permessa purché ne sia citata la fonte, ne sia stata concessa l’autorizzazione da parte della Direzione della Rivista e sia trascorso un periodo non inferiore a tre mesi dalla data della pubblicazione. La collaborazione è aperta a tutti, Soci e non Soci, in Italia e all’Estero. La Direzione della Rivista si riserva di accettare o meno, a suo insindacabile e privato giudizio, le inserzioni pubblicitarie. Ai sensi del D. Lgs. 196/2003, i dati personali dei destinatari della Rivista saranno oggetto di trattamento nel rispetto della riservatezza, dei diritti della persona e per finalità strettamente connesse e strumentali all’invio della pubblicazione e ad eventuali comunicazioni ad esse correlate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etallurgia della saldatura e saldabilità /LQHH*XLGDSHUODVDOGDWXUDGLDFFLDLLQRVVLGDELOLDXVWHQRIHUULWLFL 6DOGDWXUDHVDOGDELOLWjGHJOLDFFLDLDO&U0RUHVLVWHQWLDOFUHHS 6DOGDELOLWjGLWXELLQDFFLDLRDGDOWDUHVLVWHQ]DSHUDSSOLFD]LRQLVWUXWWXUDOL 3URJUHVVLQHOODVDOGDWXUDGHJOLDFFLDLDOFURPRPDUWHQVLWLFLHEDLQLWLFRPDUWHQVLWLFL 3RURVLWjQHOODVDOGDWXUDLEULGDODVHUMIGGLOHJKHGLDOOXPLQLR ,QÁXHQFHRIWKHVRIW]RQHRQWKHVWUHQJWKRIZHOGHGPRGHUQ+6/$VWHHOV (YDOXDWLRQRIKRWFUDFNLQJVXVFHSWLELOLW\RIQLFNHOEDVHGDOOR\VE\WKH395THVW &KDUDFWHUL]DWLRQRIFROGODSGHIHFWVLQWDQGHPDUF0$*ZHOGLQJ .H\KROHSODVPDDUFZHOGLQJRIPPWKLFNPDUDJLQJVWHHO²$FRPSDULVRQZLWKPXOWLSDVV*7$: ,QWURGX]LRQHDOODVDOGDWXUDGHOOHOHJKHGLQLFKHO ,QWURGX]LRQHDOODVDOGDWXUDGHJOLDFFLDLDJUDQRÀQHPLFUROHJDWL *LXVHSSH*DULEDOGLGXHVWDWXHGHO%LVWROÀDFRQIURQWR 3URJHWWD]LRQHHGDIÀGDELOLWjGLJLXQWLVDOGDWL 6YLOXSSRGLLPSLDQWLURERWL]]DWLSHUODVDOGDWXUDGLOHJKHGLDOOXPLQLRQHOVHWWRUHDXWRPRELOLVWLFR 3UHVWD]LRQHVLVPLFDGLJLXQWLFRQFRORQQHDGDOWDUHVLVWHQ]D )($QHOODYDOXWD]LRQHGHOODUHVLVWHQ]DGLFRPSRQHQWLVRJJHWWLDEXFNOLQJ $SSOLFD]LRQHGLPRGHOOLPLFURVWUXWWXUDOLDOODVDOGDWXUD7,*GLOHJKHGLDOOXPLQLR $QDOLVLQXPHULFRVSHULPHQWDOHGHOODJLXQ]LRQHODVHUFRQVRUJHQWHDGHOHYDWDEULOODQ]DGLOHJKHOHJJHUHQDYDOL &RUURVLRQIDWLJXHRIZHOGHGDOXPLQLXPYHKLFOHVWUXFWXUHVXQGHUFRQVWDQWDQGYDULDEOHDPSOLWXGHORDGLQJV Fabbricazione di prodotti saldati 1HOVHWWRUH2LO*DVXQSURJHWWRGLUHHOLQJUHDOL]]DWRQHO0DUHGHO1RUG 6DOGDWXUDORQJLWXGLQDOHGLWXED]LRQLLQDFFLDLRPDUWHQVLWLFRSHUVHUYL]LRDGDOWDSUHVVLRQHHDOWD7 )DEEULFD]LRQHPHGLDQWHVDOGDWXUDGLJLXQ]LRQLLQDFFLDLRDGDOWDUHVLVWHQ]DLPSLHJDWHQHOODSURGX]LRQHGL HQHUJLDSXOLWD ,PSLHJRGLDFFLDLDPHGLDHGDOWDUHVLVWHQ]DQHOODUHDOL]]D]LRQHGLXQDJUDQGHRSHUDGLFDUSHQWHULDPHWDOOLFD EVSHULHQ]HFRVWUXWWLYHQHOVHWWRUHGHOODUDIÀQD]LRQHSHWUROLIHUDHQHOODIDEEULFD]LRQHGLFRPSRQHQWLFULWLFL )DEEULFD]LRQHPHGLDQWHVDOGDWXUDSHUODUHDOL]]D]LRQHGLXQDJUDQGHRSHUDGLLQJHJQHULDFLYLOH Qualità, sicurezza ed ambiente in saldatura 5HSDLUUDWHVLQZHOGHGFRQVWUXFWLRQ$QDQDO\VLVRILQGXVWU\WUHQGV 6DOXWHHVLFXUH]]DLQVDOGDWXUDFRQFLOLDUHODULGX]LRQHGHLULVFKLHOHHVLJHQ]HGHOODSURGX]LRQH Normativa tecnica $SSOLFD]LRQHGHOODSURFHGXUD$3,53QHOODJHVWLRQHGHOODPDQXWHQ]LRQHGLVFDPELDWRULGLFDORUH ,OQXRYRTXDGURQRUPDWLYRFKHGHÀQLVFHOHUHJROHWHFQLFKHQHOODUHDOL]]D]LRQHGLVWUXWWXUHPHWDOOLFKHVDOGDWH 6YLOXSSRGHOODQRUPDWLYDQD]LRQDOHHGLQWHUQD]LRQDOHQHOFDPSRGHOODVDOGDWXUDGHLPDWHULDOLSODVWLFL 6WDWRGHOO·DUWHGHOODQRUPDWLYD(1UHODWLYDDLFRQVXPDELOLGLVDOGDWXUD Diagnostica &RQWUROORFRQWHFRQRORJLD873KDVHG$UUD\GHOOHEUDVDWXUHGLUDPHGHVWLQDWHDGDOWHUQDWRULSHUOD SURGX]LRQHGLHQHUJLDHOHWWULFD 9DQWDJJLHOLPLWLGHOO·DSSOLFD]LRQHGHLFRQWUROOLXOWUDVRQRULDYDQ]DWLQHOO·LVSH]LRQHGLSUHVVXUHYHVVHOV (VSHULHQ]HUHODWLYHDOO·LVSH]LRQHHDOODPDQXWHQ]LRQHGLSRQWLOLSHUORVEDUFRHO·LPEDUFRGLSURGRWWL SHWUROLIHUL &RQWUROORWHUPRJUDÀFRSURFHGXUDGLFRQWUROORHUHODWLYHDSSOLFD]LRQLQHOO·LQGXVWULDSHWUROFKLPLFD (0$73LSHLQVSHFWLRQZLWKJXLGHGZDYHV $SSOLFD]LRQLGHOFRQWUROOR87FRQWHFQRORJLD3KDVHG$UUD\ 2013 Tecnologia della saldatura 5 L Y L V W D , W D O L D Q D G H O O D 6 D O G D W X U D 3LDQR(GLWRULDOH Editoriale Il messaggio a Garcia E lbert Green Hubbard nacque a Bloomington, nell’Illinois, il 19 giugno 1856. Dopo un periodo nell’esercito, nel 1895 fondò la Roycroft, un'associazione di artigiani e artisti che facevano parte dell'Arts and Crafts, in East Aurora, New York. Raggiunse il successo editoriale per caso, scrivendo il brano "Messaggio per Garcia", come riempitivo della sua rivista The Philistine, nel febbraio del 1899. Il brano, ampliato e ristampato come libro, vendette oltre 40.000.000 di copie nel mondo. Nel seguito è riportato un estratto che, credo, vada la pena di leggere. “Quando a Cuba scoppiò la guerra fra la Spagna e gli Stati Uniti, diventò necessario comunicare rapidamente col capo degli insorti, Garcia, che si trovava all'interno dell'isola, sui monti, chissà dove. Nessuna lettera spedita per posta, nessun telegramma avrebbe potuto raggiungerlo. Il Presidente degli Stati Uniti, McKinley, doveva assicurarsi la sua collaborazione, d'urgenza. Che fare? Qualcuno disse al Presidente: “C'è un tale, di nome Rowan, che si offre di andare a cercare Garcia e di fare tutto il possibile per trovarlo”. Rowan fu mandato a chiamare e gli fu affidata una lettera da consegnare a Garcia. Come Rowan abbia preso la lettera, l'abbia chiusa in una borsa di tela cerata, se la sia legata a tracolla sul cuore; come quattro giorni dopo sia arrivato in barca al largo della costa cubana, vi sia approdato di notte, sia scomparso nella giungla, e tre settimane dopo sia ricomparso dal lato opposto dell'isola, dopo aver traversato a piedi un paese nemico e consegnata la lettera a Garcia, sono cose che non occorre qui raccontare per filo e per segno. Il punto che voglio mettere a fuoco è questo: McKinley diede a Rowan una lettera da consegnare a Garcia; Rowan prese la lettera e non domandò: “Dov'è questo Garcia?”. Ecco un uomo la cui figura dovrebbe essere fusa in bronzo immortale, la cui statua dovrebbe essere collocata in ogni scuola del paese. Tutti quelli che hanno cercato di portare a termine un'impresa sono rimasti prima o poi sbalorditi dall'insensibilità dell'uomo medio, dalla sua incapacità o dalla sua riluttanza a concentrarsi su una cosa e a farla. Aiuto distratto, disattenzione, disordinata indifferenza e lavoro svogliato sembrano la norma! Tu stesso, lettore, puoi fare la prova, chiedendo ad un tuo collaboratore: “Per piacere, guarda sull'enciclopedia e fammi un breve riassunto della vita del Correggio”. Che cosa risponderà? Dirà tranquillamente: “Sissignore” e farà ciò che gli si richiede? E’ probabile che non sarà così. Ti guarderà e farà una o più delle seguenti domande. “Chi era?” “Quale enciclopedia?” “Dov'è l'enciclopedia?" “Sono forse pagato per questo?” “Che nome ha detto? Bismarck?” “Non potrebbe occuparsene il Carletto?” “E' morto?” “E' una cosa urgente?” “Non vuole che le porti il libro, così potrà cercare lei stesso ciò che le occorre?” “A che cosa deve servire un riassunto della vita di quel tizio?”. E scommetto che dopo che tu avrai risposto alle sue domande e spiegato come si fa a trovare le informazioni richieste e perché ti occorrono, se ne andrà e chiederà a uno dei suoi compagni di aiutarlo a trovare Garcia. Naturalmente posso perdere la scommessa, ma secondo la legge delle probabilità dovrei vincerla. Ora, se sei saggio, non ti darai la pena di spiegare che Correggio si trova sotto la lettera C e non sotto la K, ma sorriderai con dolcezza e dirai: “Non importa”, e andrai a cercarti tu stesso ciò che volevi sapere. Questa incapacità di un'azione indipendente, questa debolezza di volontà, questa riluttanza ad accettare di buon cuore l'incarico e ad eseguirlo, queste sono le cose che rimandano a un lontano futuro l'attuazione di un mondo migliore”. Amen! Dott. Ing. Mauro Scasso Segretario Generale IIS Rivista Italiana della Saldatura - n. 6 - Novembre / Dicembre 2012 743 CORSO DI SPECIALIZZAZIONE IN SALDATURA 2013 Genova (GE), Legnano (MI), Mogliano Veneto (TV) 8WLOHDOOD4XDOLÀFD]LRQHD,QWHUQDWLRQDO:HOGLQJ(QJLQHHU7HFKQRORJLVW IIS Progress Srl, SRFLHWjGHOGUXSSR Istituto Italiano della SaldaturaWHUUjDSDUWLUHGDOPHVH GL0DU]RSUHVVRJOLUIÀFLRegionali GL/HJQDQR0,0RJOLDQR9HQHWR79HODSURSULDVHGH GLGenovaLOWUDGL]LRQDOH&RUVRGL6SHFLDOL]]D]LRQHLQ6DOGDWXUD. 7HQXWR GDO SUHVVR DOFXQH GHOOH SL SUHVWLJLRVH VHGL VFRODVWLFKH HG DFFDGHPLFKH FRQ ROWUH WHFQLFLTXDOLÀFDWLLOFRUVRUDSSUHVHQWDWXWWRUDLOSULQFLSDOHVWUXPHQWRSHUODIRUPD]LRQHGL EDVHGHLWHFQLFLHGHLFRRUGLQDWRULGLVDOGDWXUDRSHUDQWLQHOODIDEEULFD]LRQHGLSURGRWWLVDOGDWL 'XUDQWHLOFRUVRO·XQLFRULFRQRVFLXWRGDOO·,VWLWXWR,QWHUQD]LRQDOHGHOOD6DOGDWXUD,,:H GDOOD)HGHUD]LRQH(XURSHDGHOOD6DOGDWXUD(:)VDUjIRUQLWDDGRJQLSDUWHFLSDQWHODFROODQDFRPSOHWDGHOOHSXEEOLFD]LRQLGHOO·,,6XQ&'5RPHGLWRLQFROODERUD]LRQHFRQO·81, FRQWHQHQWHXQDUDFFROWDGLROWUHQRUPHHXURSHHUHODWLYHDOODVDOGDWXUDHGDLFRQWUROOL QRQGLVWUXWWLYLGHLJLXQWLVDOGDWLHLOFDOLEUR,,6GLWLSR´EULGJHFDPµXWLOHVWUXPHQWRGLODYRUR SHUORVYROJLPHQWRGHOOHDWWLYLWjGHOFRRUGLQDWRUHGLVDOGDWXUD Valenza del Corso ,O&RUVRGL6SHFLDOL]]D]LRQHFRQVHQWHXQDSULPDPDFRPSOHWDSUHSDUD]LRQHQHLSLGLIIXVLSURFHVVL GLVDOGDWXUDHPDWHULDOLXWLOL]]DWLLQDPELWRLQGXVWULDOH 3HUWDOHUDJLRQHSXzULVXOWDUHGLSDUWLFRODUHLQWHUHVVHSHUSHUVRQDOHGLUHFHQWHDVVXQ]LRQHLQ$]LHQ GDFKHDEELDELVRJQRGLXQDSULPDIRUPD]LRQHVSHFLÀFDFRVuFRPHDQFKHSHUSHUVRQDOHSLHVSHUWR FRPHPRPHQWRGLDJJLRUQDPHQWR 7UDLVHWWRULLQGXVWULDOLSLLQWHUHVVDWLDTXHVWRFRUVRSRVVRQRHVVHUHFLWDWLLOFKLPLFRHGLOSHWURO FKLPLFRLOQDYDOHLOIHUURYLDULRODFDUSHQWHULDFLYLOHODPHFFDQLFDO·RIIVKRUH $OODVXDWUDGL]LRQDOHYDOHQ]DLO&RUVRKDDJJLXQWRQHOWHPSRXQVLJQLÀFDWRXOWHULRUHHVVHQGRYDOLGR FRPHSULPDSDUWHGHLSHUFRUVLGL4XDOLÀFD]LRQHSHU:HOGLQJ(QJLQHHUH7HFKQRORJLVW. 4XHVWHTXDOLÀFD]LRQLKDQQRDVVXQWRSDUWLFRODUHULOHYDQ]DQHJOLXOWLPLDQQLLQTXDQWRSUHYLVWHGDOOH SULQFLSDOLQRUPDWLYHGLSURGRWWRFKHUHJRODQRLOVHWWRUHGHOODIDEEULFD]LRQHQHLVHWWRULGHOODFDU SHQWHULDPHWDOOLFDGHOODFDOGDUHULDHGHOODIDEEULFD]LRQHGLSLSHOLQHHGLQROWUHVRQRSUHYLVWLFRPH UHTXLVLWRGLOHJJHSHULIDEEULFDQWLQHOVHWWRUHGHOODFDUSHQWHULDFLYLOHFRVuFRPHLQGLFDWR GDOD. M. 14 Gennaio 2008 ´$SSURYD]LRQHGHOOHQXRYHQRUPHWHFQLFKHSHUOHFRVWUX]LRQLµDO SXQWR´3URFHVVRGLVDOGDWXUDµ7DEHOOD,;FRRUGLQDPHQWRGHOOHDWWLYLWjGLVDOGDWXUD Calendario ed orario delle lezioni ,QIXQ]LRQHGHOODORFDOLWjGLVYROJLPHQWRVRQRSUHYLVWHGXHPRGDOLWjGLIIHUHQWLSHUORVYROJLPHQWRGHO FRUVRHQWUDPEHPLUDWHDULGXUUHO·DVVHQ]DGHLSDUWHFLSDQWLGDOOHSURSULHDWWLYLWjODYRUDWLYH SUHVVRODVHGH,,6GL*HQRYDDWWUDYHUVRXQSHUFRUVRVYLOXSSDWRVXTXDWWURVHWWLPDQHQRQFRQ VHFXWLYHDWHPSRSLHQRGDOOXQHGuSRPHULJJLRDOYHQHUGuPDWWLQDQHLPHVLGL0DJJLR*LXJQR /XJOLRH6HWWHPEUH SUHVVR JOL XIÀFL GL /HJQDQR H 0RJOLDQR9HQHWR DWWUDYHUVR XQ SHUFRUVR FKH SUHYHGH OH]LRQL VHUDOLGHOODGXUDWDGLTXDWWURRUHFLDVFXQDGDOOHDOOHSHUWUHJLRUQLDOODVHWWLPDQD OXQHGu²PHUFROHGuVYROWRQHOSHULRGRGD0DU]RD*LXJQROHOH]LRQLWHRULFKHVDUDQQR VYROWHQHOO·DUFRGLVHWWLPDQHODYRUDWLYH 3HUFRORURFKHIRVVHURLQWHUHVVDWLDOODSURVHFX]LRQHGHOSHUFRUVRIRUPDWLYRSHUO·RWWHQLPHQWRGHOOD TXDOLÀFDGL,QWHUQDWLRQDO:HOGLQJ(QJLQHHUR7HFKQRORJLVWVRQRSURJUDPPDWLSUHVVROHVWHVVHVHGL *HQRYD/HJQDQR0RJOLDQR9HQHWRLVXFFHVVLYLPRGXOLDYDQ]DWLLQPRGRGDSHUPHWWHUHODFRQFOX VLRQHGHOSHUFRUVRIRUPDWLYRHQWUR0DJJLR Programma delle lezioni *OLDUJRPHQWLWUDWWDWLGXUDQWHOHOH]LRQLWHRULFKHSUHYLVWHVDUDQQRLVHJXHQWL 1. 7HFQRORJLDGHOODVDOGDWXUDSURFHVVLFRQÀDPPDRVVLDFHWLOHQLFDFRQHOHWWURGRULYHVWLWRD ÀORFRQWLQXRLQSURWH]LRQHJDVVRVD0,*0$*H)&$:7,*DGDUFRVRPPHUVRWDJOLRWHUPLFR 2. 0HWDOOXUJLDHVDOGDELOLWjPHWDOOXUJLDDSSOLFDWDDOODVDOGDWXUDIDEEULFD]LRQHHFODVVLÀFD]LRQH GHJOLDFFLDLSURYHWHFQRORJLFKHVWUXWWXUDGHLJLXQWLVDOGDWLGLIHWWLPHWDOOXUJLFLHGRSHUDWLYLVDO GDELOLWjGHJOLDFFLDLDOFDUERQLRDJUDQRÀQH 'XUDQWHOHHVHUFLWD]LRQLSUDWLFKHVDUDQQRVYROWHLQSULPROXRJRGLPRVWUD]LRQLHGHVHUFLWD]LRQL GLVDOGDWXUDDGLIÀFROWjFUHVFHQWHQHLSURFHVVLPDQXDOLRVHPLDXWRPDWLFLÀDPPDHOHWWURGRULYHVWLWR 7,*0,*0$*GLPRVWUD]LRQLDSSOLFDWLYHGLFRQWUROOLQRQGLVWUXWWLYLPHWRGL97370757HG 87VWHVXUDHGLQWHUSUHWD]LRQHGLVSHFLÀFKHGLSURFHGXUDGLVDOGDWXUD:36 Quota di partecipazione, iscrizioni e informazioni /DTXRWDGLSDUWHFLSD]LRQHDO&RUVRqGL½,9$HVFOXVD 3HUOHLVFUL]LRQLqSRVVLELOHULYROJHUVLD IIS Progress Srl, Via Lungobisagno Istria 15, 16141 Genova. Segreteria:Tel. 010 8341371, Fax 010 8367780, [email protected], www.formazionesaldatura.it. &KLIRVVHLQYHFHLQWHUHVVDWRDSDUWHFLSDUHLQIRUPDQRQLPSHJQDWLYDDGDOFXQHOH]LRQLULVHUYDQGRVL GLUHJRODUL]]DUHODSURSULDLVFUL]LRQHVRORLQXQVHFRQGRWHPSRSRWUjIDUORFRQWDWWDQGRGLUHWWD PHQWHOD6HJUHWHULD In memoria Franco Lezzi (Delegato Italiano per oltre 10 anni ai Sottocomitati SC 1, “Qualificazione dei Procedimenti” e SC 2 “Qualificazione dei Saldatori e dei Coordinatori”), nonché dell’European Welding Federation (EWF) e dell’International Institute of Welding (IIW), per l’elaborazione delle linee-guida per l’armonizzazione della Formazione, Qualificazione e Certificazione delle Figure Professionali di Saldatura EWF e IIW, tra le quali possono essere ricordate quelle relative alle Figure di Coordinamento (come il Welding Engineer) e di Ispezione (Welding Inspector). L'Ing. Lezzi è stato inoltre uno degli artefici del crescente successo delle Giornate Nazionali della Saldatura, divenute poi la manifestazione di riferimento del settore a livello nazionale e ha diretto sino allo scorso mese di Ottobre la Sottocommissione Mista Saldature - UNIPLAST, preposta alla normazione della saldatura dei materiali plastici. Martedì 4 Dicembre è mancato a Genova, dopo aver lottato invano per oltre un anno contro una grave malattia, il Dott. Ing. Franco Lezzi. Laureatosi in Ingegneria Industriale Meccanica presso l’Università di Genova nel Gennaio 1976, fu assunto l’anno successivo presso la Motomeccanica Generale Navale/CNR (oggi Wärtsilä Italia SpA), come Vice Responsabile delle Attività Manutentive di Bordo; nel 1978 entrò quindi a far parte dell’Istituto Italiano della Saldatura, occupandosi principalmente di attività di formazione e normazione. In IIS, divenne nel 1988 Dirigente Responsabile per le attività di Qualificazione e Certificazione del Personale, nel campo della saldatura e delle PND e successivamente Direttore della Divisione Formazione e Insegnamento, nel 1990. All’inizio della decade successiva, divenne ancora il Responsabile delle attività di Normazione e delle Manifestazioni Tecniche, attività delle quali si è occupato praticamente sino alla sua scomparsa. Attivo come Presidente o Membro di importanti Comitati Tecnici nazionali (UNI, AIM, CICPND, ISPESL) ed internazionali (CEN, ISO), si è particolarmente impegnato nell’ambito dei Comitati Tecnici del CEN TC 121 Franco è stato per quasi trent’anni il riferimento principale di varie generazioni di giovani Ingegneri, all’interno dell’Istituto, che proprio nella sua Divisione muovevano i primi passi, apprezzandone la dedizione, lo spirito di sacrificio ed il senso di appartenenza, che lo portavano ad anteporre sistematicamente l’interesse dell’Istituto stesso al proprio. Un’intelligenza viva e curiosa lo spingeva a coltivare molteplici interessi, anche al di fuori dell’ambito lavorativo (è notoria la sua passione per la musica, che coltivava suonando il basso con un gruppo di amici) ed una capacità fuori dal comune di rapportarsi al prossimo gli consentiva rapporti sinceri e diretti con interlocutori anche molto diversi per estrazione, carattere e cultura, come confermano le numerosissime testimonianze ricevute in questi giorni, in Istituto, dopo la sua scomparsa, e la calorosa partecipazione al suo ultimo saluto. L’Istituto e gli amici più vicini a Franco perdono purtroppo un uomo sincero e leale, che ha saputo coniugare la professionalità del proprio operato con una calda umanità. Dalla Direzione e dai dipendenti tutti dell’IIS un sincero ringraziamento a Franco ed un abbraccio a Susanna e Stefano, dei quali è stato marito e padre affettuoso. Rivista Italiana della Saldatura - n. 6 - Novembre / Dicembre 2012 745 Ridotto consumo energetico Tecnologicamente innovativa Curata nel design Salda perfettamente Semplice da usare Possibilità di memorizzare i parametri di saldatura COSTRUZIONI ELETTROMECCANICHE ANNETTONI s.p.a. - 23900 LECCO - ITALIA - Tel. 0341 22322 - [email protected] - www.ceaweld.com www.ssintesi.it Impianto di saldatura ad inverter multifunzione con regolazione sinergica s-)'-!' s3ALDATURACONELETTRODORIVESTITO s4)'CONINNESCOh,)&4v “Laggan-Tormore Export Pipeline”: DSSOLFD]LRQHGLÀOL1LSHUVDOGDWXUDRUELWDOH NG-GMAW di giunti di forte spessore ad elevata resistenza e tenacità (°) F. Ciccomascolo T. Megna* Sommario / Summary La saldatura automatica di una pipeline da 30” sulle isole Shetland (UK) con materiale base L450MB per il progetto TOTAL Laggan-Tormore è stata di recente ultimata dal contractor SICIM. Il forte spessore di parete (33 mm), l’overmatching da garantire nel giunto saldato rispetto al metallo base, la tenacità a bassa temperatura richiesta e l’esigenza di implementare un’ECA per evitare il trattamento termico postsaldatura sono risultate essere le peculiarità principali rispetto ai requisiti che generalmente si incontrano nelle linee di terra. SICIM ha preparato e qualificato un procedimento di saldatura orbitale meccanizzata GMAW con cianfrino narrow-gap e direzione discendente, utilizzando un proprio sistema di saldatura automatica e impiegando come materiale d’apporto un filo pieno basso legato 1% Ni che Air Liquide Welding ha recentemente sviluppato ed introdotto con il proprio marchio OERLIKON per coprire simili esigenze nella saldatura di pipeline. Le proprietà meccaniche ottenute nella qualifica del procedimento sono risultate essere eccellenti, con elevati livelli di tenacità in ZF e ZTA in condizioni as welded e ottime caratteristiche tensili in ZF. Grazie alle prestazioni del sistema automatico di saldatura, la messa a punto di un procedimento mirato, le buone caratteristiche del consumabile e l’expertise del contractor, la linea è stata completata con buoni livelli di qualità e produttività. Automatic welding of a 30” diameter, 33 mm wall thickness pipeline onshore the Shetland Islands UK, has been carried out recently by the contractor SICIM for the TOTAL LagganTormore project. The base material was L450MB grade pipe (°) Memoria presentata al Convegno IIS: “La saldatura nella fabbricazione e nella manutenzione di oleodotti e gasdotti in acciaio: come stanno cambiando processi, materiali, tecnologie e normative”. Milano, 22 Marzo 2012. Articolo redatto grazie alla collaborazione tra ALW e SICIM. * SICIM S.p.A. steel. Such a heavy wall thickness is unusual for onshore pipe lines. The mechanical property requirements include the criteria that the strength of the weld metal must over-match the base material and to generate high toughness weld metal at low temperatures. Additional toughness requirements derived from an Engineering Critical Assessment (ECA), implemented by SICIM to ensure that a post weld heat treatment was not required. SICIM has qualified a downhill mechanised orbital welding procedure with a narrow-gap bevel using an automatic welding system of its own design and manufacture using a low alloyed 1%Ni MAG welding consumable. This MAG welding wire was developed recently by Air Liquide Welding and has been specifically designed for these demanding pipeline welding applications. Mechanical properties achieved in the weld procedure qualification testing programme were excellent, with high levels of toughness in both the weld metal and HAZ at a high level of weld metal strength. Due to the performance of the automatic welding system and the expertise of the contractor, combined with a specifically designed procedure and welding consumable, this pipeline has been completed with high quality and at a high level of productivity. IIW Thesaurus Keywords: Dynamic fracture tests; fracture mechanics; GMA welding; heat affected zone; high; high strength steels; low alloy steels; mechanical properties; narrow gap welding; orbital welding; pipeline steels; pipelines; solid filler wire; tensile tests; thickness; toughness; weld metal. Rivista Italiana della Saldatura - n. 6 - Novembre / Dicembre 2012 747 )&LFFRPDVFRORH70HJQD´/DJJDQ7RUPRUH([SRUW3LSHOLQHµDSSOLFD]LRQHGLÀOL1LSHUVDOGDWXUDRUELWDOH1**0$:GLJLXQWL 1. Il Progetto Laggan-Tormore Export Pipeline 1.1 Generalità Il progetto Laggan-Tormore di TOTAL E&P UK prevede l’istallazione di flowline di produzione sottomarine dai Laggan-Tormore fields agli impianti di Sullom Voe sulle isole Shetland, e di una Export Pipeline da 30” di diametro dagli stessi impianti di Sullom Voe alla piattaforma MCP-01. SICIM ha acquisito in subappalto da Allseas i lavori di istallazione di tutte le linee on-shore, e in particolare i lavori di istallazione della porzione on-shore della Export Pipeline da 30”, che prevedono la costruzione di 6,5 km di condotta nelle prossimità dei suddetti impianti. Di seguito le principali caratteristiche del materiale base della condotta in questione: r Tubi prodotti da TATA STEEL UK; r Classificazione DNV SAWL 450 FDU (equivalente a ISO 3193 L450MB); r Diametro esterno: 787 mm - Spessore nominale: 32,92 mm. 1.2 I requisiti del progetto Le specifiche di riferimento per la saldatura della Export Pipeline sono: r BS 4515-1:2009 [1]; r TOTAL GS EP PLR 420 Rev. 07 [2]. I requisiti specifici di progetto che era necessario soddisfare per la qualifica dei procedimenti di saldatura prevedevano tra l’altro: r L’ottenimento di un over-matching nella zona fusa pari a 80 MPa rispetto al carico di snervamento nominale minimo del materiale base; r Requisiti di tenacità a bassa temperatura (MIN 38 J MEDIA 45 J a -30 °C in Zona Fusa e FL, Cap e Root, h12, h3 e h6); r La specifica GS EP PLR 420 prevedeva inoltre l’obbligo di effettuare un trattamento termico dopo saldatura per lo spessore in questione. SICIM ha proposto di eseguire un Engineering Critical Assessment per dimostrare che i giunti avessero adeguate caratteristiche di tenacità in condizioni as welded e che non fosse necessario alcun PWHT. L’analisi, condotta in accordo alla norma BS 7910: 2005 [3], ha stabilito i test meccanici addizionali necessari e i requisiti minimi a questo scopo. 2. Sistema di saldatura e procedimento di saldatura 2.1 Il sistema di saldatura La scelta del sistema di saldatura per le saldature di linea di questa particolare pipeline è ricaduta sul sistema di saldatura GPR-FASTWELD, sviluppato e realizzato da SICIM. GPR-FASTWELD è un sistema saldante meccanizzato orbitale ideale per tutte le applicazioni su pipeline, anche di forte spessore. Si basa su un controllo via PLC di tutte le funzioni caratteristiche che ne permette la più ampia regolazione al fine di ottenere saldature ottimizzate in ogni condizione di 748 Rivista Italiana della Saldatura - n. 6 - Novembre / Dicembre 2012 lavoro, con grande risparmio di tempo e qualità del giunto molto elevata. È un sistema aperto ed estremamente flessibile. La saldatura circonferenziale di tubazioni di diametro da 6” in su si può eseguire con le seguenti combinazioni di processi, tecniche e materiali d’apporto: r GMAW con filo pieno e cianfrino narrow-gap in direzione discendente, ideale quando si voglia massimizzare la produttività e la semplicità di applicazione; r Pulsed GMAW con filo pieno e cianfrino narrow-gap in direzione discendente, usato soprattutto nelle passate di riempimento su forti spessori; r FCAW con fili metal cored in direzione discendente su passate di riempimento e finitura; r FCAW con fili animati in direzione ascendente su passate di riempimento e finitura; r Prima passata: con o senza sostegno con cianfrini narrow-gap o con gap fino a 4 mm. Tra le caratteristiche salienti del sistema si citano: r Schermi touch screen di controllo che permettono di visualizzare i parametri del procedimento in corso, visualizzare la posizione delle teste saldanti sul tubo e le grandezze elettriche principali, modificare i parametri di saldatura e del sistema; r Pannelli per il controllo dei parametri di saldatura (Fig. 1) da parte degli operatori e telecomandi per gli operatori che permettono di selezionare i programmi di saldatura, modificare entro range prestabiliti alcuni parametri di saldatura, correggere il posizionamento della torcia; r Teste saldanti di dimensioni ridotte e peso contenuto a 16 kg (Fig. 2), con traina-filo a bordo macchina, portabobina separato e collocato nella cabina di saldatura, sistema elettropneumatico di ancoraggio alla fascia-guida, inclinometro digitale e torcia raffreddata ad acqua o ad aria con oscillazione pendolare e lineare; r Il sistema è interfacciato con diversi tipi di saldatrici a inverter di marche primarie. Qualunque inverter con un segnale di controllo della tensione 0-10 V è utilizzabile; r Il miscelatore dei gas di protezione permette di selezionare automaticamente miscele di gas binarie senza dipendere da bombole premiscelate. 2.2 Il procedimento di saldatura Il procedimento di saldatura utilizzato è GMAW meccanizzato con cianfrino narrow-gap e prima passata senza sostegno, direzione discendente con filo pieno di diametro 1,2 mm e protezione gassosa con Ar e CO2. La scelta del procedimento è conseguenza del background di SICIM sulla saldatura di linea meccanizzata di gasdotti con cianfrino narrow-gap e della collaborazione con Air Liquide Welding per la scelta del materiale d’apporto idoneo. La prima passata senza sostegno è ormai caratteristica preferenziale dei procedimenti di linea di SICIM: per il progetto in questione è stato scelto di non impiegare pattini di sostegno in rame per evitare rischi di contaminazione in saldatura e per non dover far fronte agli stringenti controlli e requisiti )&LFFRPDVFRORH70HJQD´/DJJDQ7RUPRUH([SRUW3LSHOLQHµDSSOLFD]LRQHGLÀOL1LSHUVDOGDWXUDRUELWDOH1**0$:GLJLXQWL Figura 1 - Interno della cabina di saldatura con sistema GPRFASTWELD Figura 2 - Testa saldante previsti nel caso di utilizzo di sostegno in rame. La configurazione del cianfrino di tipo narrow-gap, che richiede in questo caso circa 4,3 kg di materiale d’apporto per giunto, ha permesso di limitare, insieme a una curata messa a punto dei parametri di saldatura, il tempo di esecuzione a 2,5 h per giunto. I parametri di saldatura sono caratterizzati, a differenza di quanto generalmente SICIM propone per lo stesso procedimento su spessori più sottili, da velocità di avanzamento non elevate. Questa scelta ha consentito di limitare il numero di passate di riempimento a 9, con un’altezza media delle passate di riempimento pari a 3,1 mm, ottenendo apporti termici abbastanza alti per il processo in questione (0,9 – 1,0 kJ/mm) senza pregiudicare in alcun modo le caratteristiche meccaniche, come si è potuto verificare. Il gas di protezione, una miscela di Ar e CO2 in proporzioni diverse a seconda delle passate, è stato scelto in seguito a un confronto tecnico tra SICIM e Air Liquide Welding, al fine di sposare le caratteristiche del materiale d’apporto utilizzato, di preservare il modo di trasferimento spray arc per le passate di riempimento, di favorire stabilità e più facile innesco dell’arco. r 3. Materiale d’apporto 3.1 Generalità Come trattato nel Paragrafo precedente, nella saldatura orbitale di pipeline, la definizione dei parametri di saldatura è piuttosto accurata e la tecnica utilizzata in downhill narrow-gap presenta criticità specifiche. In sostanza, le caratteristiche principali che devono contraddistinguere i materiali d’apporto per la saldatura di pipeline sotto protezione gassosa con procedimenti automatici e meccanizzati sono le seguenti: r Buona stabilità d’arco in narrow gap con stick-out relativamente elevati, in downhill e gas di protezione ricco di CO2 (oppure in arco pulsato con miscele tipicamente M21); r r r Ridotto tasso di spruzzi e di silicati che possono influenzare la difettosità del giunto saldato e le operazioni di pulizia; Buono scorrimento in guaina e nei porta-corrente al fine di limitare le operazioni di sostituzione delle parti soggette a usura e minimizzare i tempi di arco spento; Prestazioni costanti, in termini di saldabilità, al variare dei lotti e delle singole bobine; la definizione accurata dei parametri di saldatura che viene effettuata in fase di qualifica rimane costante per tutta la durata del progetto e non deve essere influenzata dal comportamento del filo; Proprietà meccaniche consistenti con i requisiti specifici dei progetti di pipeline che spesso comportano overmatching rispetto al materiale base e tenacità a bassa temperatura (-30 °C o anche -40 °C). 3.2 Modalità di produzione e di controllo Quanto sopra enunciato richiede una particolare cura nella selezione delle materie prime, nella produzione e nel controllo qualità con accorgimenti ad hoc. Air Liquide Welding ha sviluppato la propria gamma di fili dedicati, denominata OERLIKON CARBOPIPE, in cui ha implementato modalità operative elencate di seguito. r Materie prime: la vergella è prodotta da minerale senza aggiunta di rottame al fine di ottenere una composizione chimica mantenuta in un range molto ristretto con un livello molto basso di impurezze e con un dosaggio accurato di elementi microleganti. r Produzione: al fine di assicurare lo stesso livello di ripetibilità delle performance la produzione del filo è sempre effettuata in un unico impianto su linee specifiche. Inoltre è impiegato un processo di trafilatura a secco dedicato che consente di ottenere un’elevata aderenza della ramatura, spessore controllato della stessa e un basso contenuto di elementi ‘destabilizzanti’ per l’arco elettrico. La tolleranza sul diametro è ristretta a due centesimi 5LYLVWD,WDOLDQDGHOOD6DOGDWXUDQ1RYHPEUH'LFHPEUH 749 )&LFFRPDVFRORH70HJQD´/DJJDQ7RUPRUH([SRUW3LSHOLQHµDSSOLFD]LRQHGLÀOL1LSHUVDOGDWXUDRUELWDOH1**0$:GLJLXQWL TABELLA 1 - Composizione chimica tipica di CARBOPIPE 70 C% Si% Mn% P% S% Ni% Cu% 0.080 0.90 1.65 0.008 0.008 - 0.17 r TABELLA 2 - Composizione chimica tipica di CARBOPIPE 80Ni r C% Si% Mn% P% S% Ni% Cu% 0.080 0.65 1.70 0.008 0.008 0.93 0.17 di mm rispetto ai quattro generalmente richiesti dalla norma EN ISO 544 [4] correntemente applicata. Controllo di Qualità: per ogni batch sono eseguiti i seguenti controlli supplementari rispetto alla produzione standard: verifiche specifiche di stabilità d’arco e alimentazione filo mediante monitoraggio dei parametri di saldatura e coppia erogata dal motore; analisi chimica e meccanica all weld metal con diverse tipologie di gas di protezione (100% CO2, 50% Ar – 50% CO2, 80% Ar – 20% CO2); alzata nulla e spira libera in un range ottimale ristretto e prestabilito, con controlli particolarmente frequenti (ad esempio ogni 10 bobine per il formato 15 kg); diametro effettivo del filo in tolleranza ristretta. 3.3 Limiti dei fili pieni tradizionalmente impiegati nella saldatura di pipeline Nella saldatura di pipeline, generalmente sono impiegati fili C-Mn non legati a elevato Mn, basse impurezze e tasso di microleganti controllato con classificazione EN ISO 14341A G 46 5 M21 4Si1 / G 42 4 C1 4Si1. L’analisi chimica tipica degli elementi principali della soluzione Air Liquide Welding, denominata OERLIKON CARBOPIPE 70, è riportata nella Tabella 1. I risultati ottenuti in narrow-gap downhill confermano che la ZF del giunto saldato presenta un notevole margine rispetto alla tensione di snervamento e alla tenacità richiesta, anche nel caso di materiale base tipo L485 [5]. In alcuni casi, per materiali base L450 o L485, questa soluzione non è ottimale: r Richiesta di over-matching “formale” rispetto al materiale base con miscela di Ar-CO2 ricca di CO2 come protezione gassosa. Qualora sia richiesto al metallo d’apporto il raggiungimento delle caratteristiche tensili minime o attuali del materiale base, la classificazione di cui sopra non consente di ottemperare a quanto richiesto per il grado L485 MB e, a rigore, neanche per il grado L450 MB in caso di gas di protezione tipo EN ISO 14175 M31, C2 o C1. r Particolari esigenze di tenacità in termini di Charpy impact test o CTOD. Requisiti di CTOD sono sempre più di frequente presenti anche nel pipeline on-shore. L’esigenza può nascere dalle specifiche di progetto, o dall’applicazione di un ECA per ampliare i criteri di ac750 5LYLVWD,WDOLDQDGHOOD6DOGDWXUDQ1RYHPEUH'LFHPEUH r cettabilità dei controlli non distruttivi o evitare PWHT come nel caso in questione. Un filo tradizionale può non garantire la necessaria tenacità. Procedimenti ad elevata produttività, caratterizzati da bassa velocità di raffreddamento, elevato apporto termico e/o interpass. Riscontrabili soprattutto nel pipeline off-shore prevedono l’impiego di molte teste contemporaneamente, ciascuna delle quali multi torcia. Soprattutto nelle posizioni in cui tali teste saldano praticamente in simultanea, si osserva un sensibile calo delle caratteristiche tensili nel deposito e, talvolta, della tenacità. Saldatura per varo J in posizione 2G, in cui la saldatura è generalmente eseguita in continuo con varie teste e torce (possono essere impiegate contemporaneamente anche otto torce) con evidente surriscaldamento del giunto e interpass che raggiungono facilmente anche i 350 °C. In tali circostanze le caratteristiche meccaniche del suddetto metallo d’apporto possono non essere sufficienti a garantire i requisiti nel giunto saldato. 3.4 Filo tipo 1Ni in classificazione AWS A5.28 ER 80 S-G: composizione chimica e caratteristiche meccaniche Al fine di superare le suddette limitazioni, Air Liquide Welding ha deciso di mettere a punto un filo avente una chimica particolare, non prevista dalle classificazioni standard AWS e EN ISO, a elevato Mn con l’aggiunta di 0.9% Ni, avente il duplice effetto di aumentare leggermente le caratteristiche tensili e in maniera sostanziale la tenacità. Il filo, denominato OERLIKON CARBOPIPE 80Ni, è classificato AWS A5.28 ER 80S-G e EN ISO 14341-A G 50 5 M21 0 / G 46 4 C1 0 e presenta la composizione tipica, per quanto riguarda gli elementi principali, riportata nella Tabella 2. Anch’esso viene prodotto con tenore controllato di elementi microleganti. I benefici in termini di resistenza/tenacità sono evidenti dai saggi in solo metallo d’apporto, come si evince dalla Tabella 3 che mostra la comparazione fra alcuni lotti del filo CARBOPIPE 70 ‘standard’ e il batch messo a punto per CARBOPIPE 80Ni. Si evidenzia, nel caso di CARBOPIPE 80Ni un incremento di 30-40 MPa nella tensione di snervamento e un sensibile miglioramento della tenacità. Da esperienze che Air Liquide Welding ha condotto su giunti di pipeline durante qualifiche e test, incrementi notevoli di dette caratteristiche sono stati osservati anche in giunti saldati nelle stesse condizioni con CARBOPIPE 80Ni rispetto a CARBOPIPE 70 [5]. 3.5 Impiego per Laggan-Tormore Export Pipeline In virtù dei requisiti meccanici del giunto, in particolare dell’esigenza emersa in sede di ECA riguardante le prove CTOD a -20 °C e tenute in considerazione le caratteristiche del procedimento ad apporto termico relativamente elevato, Air Liquide Welding ha consigliato a SICIM l’utilizzo di CARBOPIPE 80Ni invece di un filo dall’analisi chimica più tradizionale. In sede di trial e qualifica, la messa a punto del procedimento ha comportato solamente alcuni aggiustamen- )&LFFRPDVFRORH70HJQD´/DJJDQ7RUPRUH([SRUW3LSHOLQHµDSSOLFD]LRQHGLÀOL1LSHUVDOGDWXUDRUELWDOH1**0$:GLJLXQWL TABELLA 3 - Prove comparative CARBOPIPE 80Ni - CARBOPIPE 70 Shielding Gas Wire Trade name Carbopipe 70 CVN Test [%] ReH [N/mm2] Rm [N/mm2] A% T Ar-CO2 80-20 494 589 24,2 -40 °C CO2 100 460 561 26,3 Batch n. 656664 Tensile Test Results [J] 154 Avg. [J] 151 168 159 160 158,4 -40 °C 64 78 74 72,0 Carbopipe 70 726198 CO2 100 506 586 22,0 -40 °C 70 65 69 68,0 Carbopipe 70 33760051 CO2 100 492 585 25,5 -40 °C 97 99 98 98,0 Carbopipe 70 3311777815 Ar-CO2 80-20 512 603 26,0 -40 °C 128 108 124 120,0 -30 °C 78 83 79 80,0 Carbopipe 70 640650 Ar-CO2 50-50 482 583 29,8 -50 °C 60 36 61 52,3 Ar-CO2 80-20 550 638 27,0 -50 °C 170 200 170 Ar-CO2 50-50 527 609 27,9 -50 °C 102 119 115 Carbopipe 80Ni AD 1757 ti nella composizione del gas di protezione con un leggero incremento della percentuale di Argon per ottenere la stabilità d’arco richiesta. 5LVXOWDWLGHOOHTXDOLÀFKH Le qualifiche del procedimento di saldatura si sono svolte presso la sede SICIM a Busseto (PR). Sono state simulate le condizioni di cantiere come richiesto. Le prove meccaniche sono state eseguite presso i laboratori Exova in Crema. Di seguito i risultati salienti. 4.1 Prove di trazione Per valutare le caratteristiche tensili e l’ottenimento dell’over-matching richiesto, le prove previste dalle specifiche di riferimento sono state ritenute sufficienti (Tabella 4). Si osserva che, per quanto riguarda la prova di trazione longitudinale, è stato ottenuto un valore di tensione di sner- 160 178 175,6 112,0 vamento considerevolmente alto, in linea con le attese e le caratteristiche del materiale d’apporto abbinato al procedimento di saldatura utilizzato. E’ da notare anche l’allungamento a rottura piuttosto elevato nonostante le ragguardevoli caratteristiche tensili, indice di una notevole energia di deformazione assorbita dal provino. 4.2 Prove di resilienza Le specifiche di riferimento prevedevano di valutare la resilienza del giunto in ZF e FL nelle posizioni h12, h3 e h6 in Root e Cap, per un totale di 10 set di provette Charpy-V. L’Engineering Critical Assessment ha poi previsto, visto lo spessore di parete, di considerare la resilienza a metà spessore in posizione h3, imponendo test addizionali su ulteriori 2 set di provette. La temperatura di test è di -30 °C (Tabella 5). I risultati hanno evidenziato valori di resilienza elevati e costanti (circa 100 J in ZF), in linea con le attese e le caratteristiche del materiale d’apporto, e riconducibili all’utilizzo di TABELLA 4 - Prove di trazione a temperatura ambiente Provino Posizione Dimensioni (mm) Rp 0,2% (Nmm2) Rt 0,5% (N/mm2) Rm (N/mm2) A (%) Note AWM h11 Ø 8,00 669 667 710 25,0 - Trasversale h2 25,00 x 30,40 - - 589 - Rottura nel materiale base Trasversale h4 25,00 x 30,50 - - 586 - Rottura nel materiale base - - Requisiti Rivista Italiana della Saldatura - n. 6 - Novembre / Dicembre 2012 751 )&LFFRPDVFRORH70HJQD´/DJJDQ7RUPRUH([SRUW3LSHOLQHµDSSOLFD]LRQHGLÀOL1LSHUVDOGDWXUDRUELWDOH1**0$:GLJLXQWL TABELLA 5 - Prove di resilienza a -30 °C TABELLA 6 - Prove CTOD a -20 °C Valori singoli (J) Posizione Dimensioni (mm) WM (2 mm Root) h12 10 x 10 98 89 118 102 WM (2 mm Cap) h3 10 x 10 119 111 119 116 WM (Mid THK) h3 10 x 10 107 123 113 114 WM (2 mm Root) h3 10 x 10 118 111 108 112 WM (2 mm Cap) h6 10 x 10 102 121 99 107 WM (2 mm Root) h6 10 x 10 102 93 84 93 FL (2 mm Root) h12 10 x 10 301 247 176 241 FL (2 mm Cap) h3 10 x 10 269 322 278 290 FL (Mid THK) h3 10 x 10 257 320 293 290 FL (2 mm Root) h3 10 x 10 183 314 310 269 FL (2 mm Cap) h6 10 x 10 156 305 248 236 FL (2 mm Root) h6 10 x 10 309 326 212 282 38 38 38 45 Requisiti apporti termici bassi in assoluto, anche se abbastanza alti per questo procedimento di saldatura in particolare. Si osserva inoltre la costanza dei valori ottenuti nelle diverse posizioni di prelievo dei provini (in corrispondenza della Root, a metà spessore e in corrispondenza del Cap). Ciò è indice dell’ottimo comportamento del metallo d’apporto al variare della temperatura di interpass e delle condizioni di raffreddamento del giunto, come d'altronde ci si attendeva. 752 Valore medio (J) Provino Charpy-V Provino Posizione J critical (N/mm) CTOD (mm) WM 01 h12 695 0,60 WM 02 h12 658 0,57 WM 03 h12 731 0,64 WM 01 h3 654 0,57 WM 02 h3 680 0,59 WM 03 h3 626 0,54 FL 01 h12 1649 1,35 FL 02 h12 1598 1,29 FL 03 h12 1426 1,15 FL 01 h3 1633 1,33 FL 02 h3 1531 1,28 FL 03 h3 1611 1,33 4.3 ECA Il proposito dell’ECA era di dimostrare che le proprietà meccaniche della saldatura in condizioni as welded (tenacità in zona fusa e in zona termicamente alterata) fossero ‘accettabili’ e che quindi il trattamento termico post-saldatura non fosse necessario. L’accettabilità è stata definita nei termini dei requisiti del documento: “The EPRG guidelines on the assessment of defects in transmission pipeline girth welds” [6], e nei termini dei risultati dell’ECA stessa. Le citate guidelines illustrano infatti le proprietà richieste per assicurare che una saldatura circonferenziale tolleri la presenza di discontinuità che rientrino in criteri di accettabilità di tipo workmanship; illustrano inoltre un approccio conservativo nella determinazione del comportamento a frattura. L’analisi condotta ha quindi portato alla conclusione che il trattamento termico post saldatura potesse essere evitato, a patto che: r i criteri di accettabilità delle discontinuità si basassero su livelli di tipo “workmanship”; r ci fossero requisiti di over-matching sulle caratteristiche tensili (§ 4.1); r fossero rispettati i requisiti di tenacità. Le prove addizionali previste per la determinazione della Figura 3 - Micrografia 100 x provino WM 01 h12 Figura 4 - Superfici di frattura provino WM 01 h12 5LYLVWD,WDOLDQDGHOOD6DOGDWXUDQ1RYHPEUH'LFHPEUH )&LFFRPDVFRORH70HJQD´/DJJDQ7RUPRUH([SRUW3LSHOLQHµDSSOLFD]LRQHGLÀOL1LSHUVDOGDWXUDRUELWDOH1**0$:GLJLXQWL Figura 5 - Macrografia h12 Figura 6 - Macrografia h3 tenacità sono sotto elencate: r 2 set di 3 test CTOD con provette surface notched SENB (ZF) – posizioni h12 e h3; r 2 set di 3 test CTOD con provette surface notched SENB (FL) – posizioni h12 e h3. I requisiti: valore minimo di CTOD pari a 0,25 mm (o equivalentemente valore minimo di J-critical pari a 115 N/mm), con temperatura di test di -20 °C. I risultati hanno evidenziato valori di CTOD elevati e costanti (sempre oltre 0,5 mm in ZF), in linea con le attese e le caratteristiche del materiale d’apporto, e riconducibili all’utilizzo di apporti termici bassi in assoluto, anche se abbastanza alti per questo procedimento di saldatura in particolare. All’esame visivo tutte le fratture risultano essere di tipo duttile a elevato assorbimento di energia (Fig. 4). La microstruttura in zona fusa è costituita da ferrite aciculare con isole di ferrite pro-euttetoide a bordo grano. Sia l’aspetto delle superfici di frattura (Fig. 4), sia le metallografie (Fig. 3) evidenziano la tenacità del deposito. Il suddetto dato qualitativo è confermato dai valori di CTOD ottenuti. Figura 7 - Macrografia h6 TABELLA 7 - Prova di durezza (posizione h3) Punto Valore HV5 Punto Valore HV5 Punto Valore HV5 Punto Valore HV5 1 216 5 239 9 209 13 205 2 210 6 234 10 205 14 201 3 204 7 229 11 201 15 198 4 245 8 217 12 203 16 208 4.4 Macrografie e durezza L’esame delle macrografie (Figg. 5, 6 e 7) eseguite ha evidenziato l’ottimale definizione dei parametri di saldatura (tensione d’arco, velocità di avanzamento, velocità del filo e parametri geometrici della torcia), permettendo al variare della larghezza del cianfrino l’ottenimento di passate di altezza costante e ZTA di ridotte dimensioni. Si nota anche il buon profilo interno della root pass, ben raccordato con il materiale base, non facile da ottenere nei procedimenti automatici senza 5LYLVWD,WDOLDQDGHOOD6DOGDWXUDQ1RYHPEUH'LFHPEUH 753 )&LFFRPDVFRORH70HJQD´/DJJDQ7RUPRUH([SRUW3LSHOLQHµDSSOLFD]LRQHGLÀOL1LSHUVDOGDWXUDRUELWDOH1**0$:GLJLXQWL La media di produzione è stata di 11,7 saldature per giorno con punte di 19 saldature per giorno. Questi risultati sono stati più che soddisfacenti considerando le proibitive condizioni ambientali e meteorologiche, le poche ore di luce al giorno in quel periodo dell’anno e gli stringenti requisiti di qualità e sicurezza imposti. La percentuale di riparazioni complessiva è stata del 4,4%. Anche questo risultato è da considerarsi soddisfacente visto il piccolo numero di saldature complessive e l’esigenza di limitare al minimo il periodo di start-up e produrre a pieno regime nel più breve tempo possibile. 6. Conclusioni Figura 8 - Saldatura di linea sostegno. Le durezze ottenute in posizione h3 si attestano su valori tra 200 e 250 HV5 (Tabella 7). 5. Fase di produzione L’esecuzione delle 340 saldature di linea si è svolta nei mesi di Novembre e Dicembre 2011 nell’arco di 29 giorni di produzione. Erano presenti in sito 6 pipe-welder equipaggiati con sistema di saldatura GPR–Fastweld. Sono stati impiegati mediamente 4 pipe-welder contemporaneamente (Fig. 8). Il caso preso in esame nella presente memoria rappresenta un esempio di come siano sempre più spesso stringenti ed esigenti i requisiti nei lavori di saldatura su condotte di terra. Al tempo stesso il progetto in questione prevedeva una saldatura di linea su una condotta particolare, di piccola lunghezza e forte spessore. Lo studio e la preparazione accurata del procedimento di saldatura, insieme all’adeguata scelta del materiale d’apporto, hanno permesso il soddisfacimento dei requisiti imposti: over-matching della zona fusa, elevata tenacità a bassa temperatura e ECA per evitare il PWHT; ponendo le basi per un positivo risultato in campo, in cui ai requisiti di qualità dei giunti si è dovuta coniugare la produttività richiesta. %LEOLRJUDÀD [1] Specification for welding of steel pipelines on land and offshore, carbon and carbon manganese steel pipelines, BS 4515-1:2009, British Standards Institution, December 2008. [2] Site welding of carbon steel pipelines to API 1104 (sweet service), General Specification Pipelines - Risers, GS EP PLR 420 EN, Rev. 07, Total Exploration & Production, October 2008. [3] Guide to methods for assessing the acceptability of flaws in metallic structures, BS 7910: 2005, British Standards Institution, July 2005. [4] Materiali d’apporto per saldatura - Condizioni tecniche di fornitura per i metalli d’apporto - Tipo di prodotto, dimensioni, tolleranze e marcature, UNI EN ISO 544:2011, UNI - Ente Nazionale Italiano di Unificazione, Settembre 2011. [5] Ciccomascolo F., Martins G., Recent developments to increase quality and productivity in both automatic and mechanized pipeline welding, Conference “Rio Pipeline 2011”, Rio de Janeiro BR, September 2011. [6] Knauf G., Hopkins P., The EPRG guidelines on the assessment of defects in transmission pipeline girth welds, 3R International, Vol. 35, 1996. Francesco CICCOMASCOLO si è laureato in Ingegneria Meccanica presso l’Università di Bologna nel 1995; in seguito ha conseguito il diploma IWE e un Master di Ingegneria della Saldatura presso l’Universita’ di Ferrara. Dopo una parentesi iniziale come progettista meccanico e fluidodinamico in G.E. Nuovo Pignone (divisione turbine a vapore e compressori centrifughi) e in Antonelli (bracci per la distribuzione del calcestruzzo), ha svolto la sua attivita’ lavorativa principalmente nel mondo della saldatura. In Antonelli ha ricoperto i ruoli di Responsabile QA/QC e Saldatura, interessandosi alle problematiche relative agli acciai basso legati ad elevato limite elastico. Ha lavorato poi presso PWT (sistemi automatici e meccanizzati per la saldatura del pipeline) come Chief Welding Engineer, occupandosi sia di studi di fattibilità tecnica che di field service per qualifiche, start up e trouble shooting nella saldatura di condotte on shore. Dal 2008 al 2012 e’ stato Key Segment Manager - Pipe Laying presso Air Liquide Welding, promuovendo consumabili e automazione per il suddetto segmento industriale. Attualmente è Global Industry Segment Manager - Chemical per Boehler Welding Group. Ha fatto parte della SubCommission XI-E “Trasmission Pipelines” dell’IIW. Tito MEGNA, Ingegnere Meccanico, International Welding Engineer, libero professionista, collabora da diversi anni con SICIM come coordinatore delle attività di saldatura e di CND su progetti di costruzione di pipeline di grande diametro, e di piping ed elementi strutturali in impianto, in contesti internazionali. La sua attività è focalizzata ultimamente sulla saldatura di pipeline di acciaio al carbonio con processo GMAW meccanizzato, e sull’applicazione di AUT con criteri di accettabilità determinati da Engineering Critical Assessment. Ha esperienza nella realizzazione e nel controllo di saldature, eseguite con diversi processi, su acciai al carbonio e inossidabili, nonché nella saldatura di tubazioni in HDPE per contatto con elemento termico. Cura per SICIM gli aspetti di gestione della qualità in saldatura in accordo alle norme ISO 3834. Gli autori desiderano ringraziare Air Liquide Welding e SICIM per l’autorizzazione alla pubblicazione della presente memoria. Le opinioni espresse sono quelle degli autori e non necessariamente delle organizzazioni che rappresentano. 754 5LYLVWD,WDOLDQDGHOOD6DOGDWXUDQ1RYHPEUH'LFHPEUH Resistenza meccanica ed a corrosione di giunti simili a sovrapposizione saldati mediante FSW (°) G. Castagnola* A. Squillace* C. Bitondo* F. Acerra** F. Bellucci* Sommario / Summary Il presente lavoro descrive il comportamento meccanico e la resistenza a corrosione di giunti simili a sovrapposizione saldati mediante Friction Stir Welding (FSW); tali giunti sono stati realizzati da laminati di leghe AA2024 e AA6056. Sono stati investigati tre differenti velocità di avanzamento della saldatura per ognuno dei due materiali. Sono state effettuate: prove meccaniche statiche per avere un’informazione sulla resistenza meccanica e dei modi di rottura; microscopia ottica per individuare difetti di saldatura macroscopici; la resistenza a corrosione è stata studiata mediante il monitoraggio del potenziale a circuito aperto (O.C.P.) e la polarizzazione anodica, realizzate mediante l’applicazione sulla zona da investigare di una cella elettrochimica a capillare, con un diametro interno di 0.5 mm. I risultati ottenuti dai test di visualizzazione mediante l’applicazione di gel aggressivo contenente un indicatore di pH hanno confermato i risultati delle prove. I risultati migliori, sia meccanici che elettrochimici sono stati osservati per velocità di avanzamento basse. Nel caso dei giunti AA6056 la rottura è avvenuta lungo le linee di flusso della saldatura, mentre nel caso del AA2024 si è verificata prevalentemente nel lamierino inferiore, risultando critica la zona termicamente alterata. This paper describes both the mechanical and corrosion behaviour of similar made from AA2024 and AA6056, all (°) Memoria presentata alle Giornate Nazionali di Saldatura 6, Workshop: “Affidabilità delle strutture e degli impianti”, Genova, 26-27 Maggio 2011 * Università di Napoli, Federico II, Dipartimento di Ingegneria dei Materiali e della Produzione (D.I.M.P.), Napoli ** Alenia Aeronautica SpA, Pomigliano D’Arco, Napoli in form of rolled sheet Friction Stir Welding (FSW) lap joints. The effects of heating using three different weld speeds, on both alloys employed in this work, were also investigated. Static mechanical tests were carried out providing information about static strengths and failure modes. Optical observation was used in investigating macroscopically weld and welding defects. The corrosion behaviour of such joints was investigated by electrochemical dc techniques (open circuit potential O.C.P. - monitoring and anodic polarization) using a capillary electrochemical cell, with a resolution of 0.5 mm. In order to confirm results obtained by local measurements, global gel visualization tests were also performed on the same specimens. The best mechanical and electrochemical performance was observed when the weld speed is low. In AA6056 failure occurs in weld along the mixing area, while in the case of welding AA2024 it occurs mainly in the lower plate, most critical zone is the HAZ. IIW Thesaurus Keywords: Al Cu alloys; Al Mg Si alloys; aluminium alloys; corrosion; corrosion tests; friction stir welding; friction welding; lap joints; mechanical properties; mechanical tests; metallography; microstructure; process parameters; speed. Rivista Italiana della Saldatura - n. 6 - Novembre / Dicembre 2012 757 G. Castagnola et al. - Resistenza meccanica ed a corrosione di giunti simili a sovrapposizione saldati mediante FSW 1. Introduzione La Friction Stir Welding (FSW) fu brevettata al “The Welding Institute” (TWI), UK, nel 1991 [1] come tecnica di saldatura allo stato solido e fin dagli inizi fu applicata alle leghe di alluminio. Nel processo di FSW il materiale è sottoposto ad un’intensa deformazione plastica ad alte temperature, producendo così una fine ricristallizazione equiassiale dei grani (Fig. 1); tale fine microstruttura, ottenuta nei giunti saldati mediante FSW, presenta delle ottime proprietà meccaniche [2]. Un’indagine bibliografica ha rivelato che sono stati condotti pochi lavori sulla saldabilità mediante FSW e sul comportamento meccanico ed elettrochimico dei giunti realizzati mediante tale tecnica [5-9]. Le maggiori difficoltà nella caratterizzazione elettrochimica dei giunti saldati, quale che sia la tecnica utilizzata [10-15], si riscontra nell’investigazione delle aree interessate di dimensioni generalmente inferiori a 0.5 - 1.0 mm2. Le tecniche tradizionali che consentono di acquisire le informazioni dei valori su parametri importanti quali il potenziale e la velocità di corrosione, come la prova potenzio-dinamica ed il monitoraggio del potenziale a circuito aperto, consentono una facile caratterizzazione di macro-superfici con aree non inferiori a qualche cm2. Uno dei metodi che cerca di ovviare a tali limitazioni consiste nell’applicare le tecniche elettrochimiche tradizionali mediante l’utilizzo di una microcella [1719]. La microcella è un potente mezzo per l’investigazione elettrochimica di superfici con aree di piccole dimensioni, come le zone dei saldati, in tale modo è possibile acquisire le reali proprietà di ciascuna zona di un giunto saldato [8,12]. Il presente lavoro è volto ad individuare come i parametri del processo di saldatura influiscano sul comportamento meccanico ed a corrosione di giunti saldati mediante FSW di interesse per l’industria aeronautica. I risultati ottenuti in quest’indagine saranno utili per discriminare tra i giunti di interesse, i parametri di processo da adottare sulla base dei test meccanici e dei risultati della suscettibilità a corrosione. 2. Materiali e metodi 2.1 Materiali impiegati Le leghe di alluminio testate sono state le AA2024 e AA6056, entrambe prodotte mediante laminazione. La composizione nominale di tali leghe è riportata nelle Tabelle 1 e 2 [16]. Il materiale saldato nel presente studio è stato fornito da Alenia Aeronautica SpA sotto forma di lamierini di dimensione di 500 mm x 150 mm. Il manufatto finale è stato ottenuto utilizzando un utensile liscio montato su una fresatrice Dormac, tale utensile ha la geometria esposta nella Tabella 3. I giunti investigati sono stati saldati nel modo seguente: laminato AA2024 su laminato AA2024; laminato AA6056 su laminato AA6056. Nelle applicazioni aeronautiche il trattamento termico consolidato per le leghe di alluminio utilizzate per “skin” e “stringer” per i materiali base prima della saldatura, così come investigato nel presente lavoro, è l’invecchiamento naturale, leghe AA2024-T3 e AA6056-T4. Figura 2 - Configurazione geometrica dei giunti e schema dei test meccanici statici TABELLA 3 - Geometria dell’utensile Figura 1 - Rappresentazione schematica di un processo di Friction Stir Welding Tool Shape Dimension Taper [D] 10° Pin base diameter [d] 6,80 mm Pin height [h] 3,70 mm Shoulder diameter [D] 13,60 mm TABELLA 1 - Composizione chimica nominale della lega AA2024 Si % Fe % Cu % Mn % Mg % Cr % Ti % Zn % Al % 0,15 0,20 3,1 - 4,5 0,15 - 0,5 1,2 - 1,5 0,10 0,15 0,25 Bal. TABELLA 2 - Composizione chimica nominale della lega AA6056 758 Si % Fe % Cu % Mn % Mg % Cr % Zr + Ti % Zn % Al % 0,70 - 1,3 0,50 0,5 - 1,1 0,4 - 1,0 0,6 - 1,2 0,25 0,1 - 0,7 Bal. Rivista Italiana della Saldatura - n. 6 - Novembre / Dicembre 2012 G. Castagnola et al. - Resistenza meccanica ed a corrosione di giunti simili a sovrapposizione saldati mediante FSW TABELLA 4 - Parametri del processo di saldatura utilizzati Welding parameters matrix Joint Upper plate Lower plate AA2024 (2.26 mm) AA2024 (2.26 mm) La Lb Ld 115 I parametri di processo utilizzati sono riportati nella Tabella 4 ed è stata valutata la saldabilità di tali giunti. La configurazione utilizzata per i giunti è rappresentata nella Figura 2. 2.2 Macrografie Dopo la saldatura sono state effettuate alcune macrografie della sezione trasversale la direzione di saldatura nel materiale saldato e nel foro di uscita dell’utensile per ciascun giunto. Ciò ha permesso, oltre che di valutare l’esito della saldatura, anche l’estensione delle zone TMAZ e HAZ. 2.3 Test meccanici statici I test sono stati condotti utilizzando una macchina MTS Alliance RT/50. Sebbene questi test non consentano uno stato tensionale piano e mono-assiale (Fig. 2), risulta comunque possibile effettuare una comparazione tra i giunti ed un’analisi preliminare sulla saldabilità stessa dei giunti. Sono stati considerati tre test andati a buon fine per ogni tipologia di saldatura. Le frecce mostrano la direzione di applicazione del carico. Rotation speed (RPM) AA6056 (2.56 mm) AA6056 (6.35 mm) 500 clockwise 165 230 Lf Tilt angle 115 Lc Le Figura 3 - La cella elettrochimica a capillare utilizzata: (a) disegno schematico della tecnica a microcella; (b) la microcella montata su microscopio Weld speed (mm/min) 165 1° 500 anticlockwise 230 nei test di questo lavoro è di circa 500 μm. La microcella è fissata ad un portaobiettivi girevole ed il campione è montato sul supporto del microscopio. Questa configurazione consente di cercare una specifica area del campione prima di cambiare l’obiettivo con il capillare, cosi è possibile posizionare la microcella in maniera semplice, precisa e veloce. Inoltre, sono inseriti nel capillare un elettrodo di riferimento ed un contro-elettrodo, ciò consente il controllo della cella per l’effettuazione di test elettrochimici sulla superficie da analizzare. L’apparato è completato da un potenziostato/galvanostato Solartron, modello 1286, controllato dal software CorrWare. 2.6 Monitoraggio del potenziale a circuito aperto Dopo la lucidatura, il campione è stato immerso nella soluzione di prova ed il suo OCP è stato monitorato per 60 s. L’elettrodo di riferimento utilizzato in tutti i test è al Ag/ AgCl saturo. Tutti i test elettrochimici sono stati condotti in soluzione acquosa di NaCl al 3.5% in peso a temperatura ambiente. 2.4 Preparazione dei provini Tutti i provini dei giunti saldati sono stati sottoposti ad una preparazione della superficie a monte delle prove elettrochimiche. La preparazione, utilizzata anche per la preparazione delle superfici a test metallografici, è consistita nelle fasi di lappatura e lucidatura, la pulitura è stata realizzata con l’utilizzo di dischi Struers utilizzati in successione con granulometrie decrescenti P220, P600, P800, P1200, P2400, la lucidatura finale è stata fatta con paste diamantate da 1 μm e 0.5 μm. 2.7 Polarizzazione anodica Le polarizzazioni potenziodinamiche sono state eseguite in maniera tale da investigare la sola caratteristica anodica del materiale. Il set-up individuato presentava come punto di inizio della scansione un valore di 30 mV al di sotto dell’OCP fino ad un potenziale finale di -500 mV, al di sotto del potenziale di riferimento, oppure -400 mV se necessario. La velocità di scansione adottata è stata di 0.5 mV/s, al fine di evitare fenomeni di aerazione differenziale [17]. 2.5 Configurazione microcella La configurazione per le prove elettrochimiche è basata sull’uso di un capillare, come mostrato schematicamente nella Figura 3a. La microcella è stata montata nella posizione di un obiettivo di un microscopio, consentendo in tal modo un posizionamento preciso del capillare, la microcella completamente assemblata è mostrata nella Figura 3b. Consiste principalmente in un capillare riempito con elettrolita. Il diametro interno dell’estremità del capillare utilizzato 2.8 Microscopio ottico A valle delle polarizzazioni sono state acquisite delle immagini dell’area anodizzata mediante un microscopio ZEISS AXIOSKOP 40 utilizzando una macchina fotografica digitale NIKON COOLPIX 5000. Tali fotografie sono state elaborate utilizzando un software Leica IM50 al fine di calcolare le dimensioni dei pits. Tutte le foto sono state fatte con uno zoom della macchina fotografica di 3x ad un ingrandimento del microscopio di 10x. Rivista Italiana della Saldatura - n. 6 - Novembre / Dicembre 2012 759 G. Castagnola et al. - Resistenza meccanica ed a corrosione di giunti simili a sovrapposizione saldati mediante FSW Figura 4 - Sezione trasversale (a) e foro di uscita (b) del provino La Figura 5 - Sezione trasversale (a) e foro di uscita (b) del provino Lb Figura 6 - Sezione trasversale (a) e foro di uscita (b) del provino Lc Figura 7 - Sezione trasversale (a) e foro di uscita (b) del provino Ld Figura 8 - Sezione trasversale (a) e foro di uscita (b) del provino Le Figura 9 - Sezione trasversale (a) e foro di uscita (b) del provino Lf 2.9 Test di visualizzazione mediante gel Tale test, attraverso un indicatore universale di pH, identifica sulla superficie di un campione preparato come precedentemente descritto, le zone acide e le zone alcaline che si formano a seguito di un attacco chimico o elettrochimico sul materiale. 760 Rivista Italiana della Saldatura - n. 6 - Novembre / Dicembre 2012 La composizione del gel è la seguente: r 100 ml di acqua distillata; r 0,035 g di NaCl; r 3 g di Agar (fattore gelificante); r 15 ml di indicatore universale di pH. Lo ione cloruro in acqua è responsabile dei fenomeni corrosivi dell’alluminio; l’Agar è il polimero che funge da gelificante, tale da controllare le condizioni ambientali scelte ed impedire la volatilizzazione dell’indicatore di pH. 3. Risultati e Discussione 3.1 Microscopia ottica Per le osservazioni al microscopio ottico i campioni da analizzare sono stati ricavati dall’area saldata per ognuno dei giunti realizzati. Come già noto e riscontrabile in letteratura, l’estensione delle zone HAZ e TMAZ decresce quando aumenta la velocità di saldatura; questa occorrenza risulta verificata sia per i giunti realizzati con AA2024 che AA6056 come può essere osservato nelle parti (a) e (b) delle Figure dalla 4 alla 9. La qualità complessiva dei giunti è buona per i giunti realizzati in AA2024, mentre seri difetti diventano evidenti alle più alte velocità di saldatura per i giunti realizzati con la lega di alluminio 6056 (Fig. 7a). 3.2 Test meccanici statici Tutte le tre tipologie di giunti realizzati sono state sottoposte a test meccanici statici. Per ottenere valori comparabili per ognuno dei materiali considerati (AA2024 e AA6056), i valori del carico di rottura ottenuti sono stati normalizzati sulla larghezza del provino. I risultati dei carichi normalizzati indicano una resistenza meccanica migliore alle basse velocità di saldatura. Ma mentre per i giunti realizzati in AA6056 è possibile notare una tendenza di peggioramento netta all’aumentare della velocità di saldatura (Fig. 11), lo stesso comportamento non è vero per la lega AA2024: non è, infatti, possibile definire una tendenza decisa di comportamento (Fig. 10). Questo indica che per la lega AA6056 i parametri adottati G. Castagnola et al. - Resistenza meccanica ed a corrosione di giunti simili a sovrapposizione saldati mediante FSW Figura 10 - Carichi di rottura medi normalizzati per i giunti 2024 Figura 12 - Modo di rottura dei provini La, Lb e Lc Figura 13 - Modo di rottura dei provini Ld Figura 14 - Modo di rottura dei provini Le e Lf sono al limite della finestra di saldabilità, mentre per la lega AA2024, tutti i parametri adottati sono efficaci alla saldatura. Non sono state fatte comparazioni tra i risultati meccanici delle due leghe in esame in quanto gli spessori dei lamierini saldati sono diversi, inoltre le due leghe hanno diverse finalità di applicazione. 3.3 Modi di rottura Dalle Figure 12, 13 e 14, che rappresentano i provini rotti a conclusione dei test meccanici statici, è possibile analizzare Figura 11 - Carichi di rottura medi normalizzati per i giunti 6056 le modalità di rottura dei giunti saldati: la rottura avviene principalmente nel lamierino inferiore nel caso della lega AA2024, mentre nel caso della lega AA6056 la rottura avviene lungo la zona saldata tra i due lamierini. Da queste figure è anche possibile studiare la direzione principale lungo la quale si propaga la cricca. A questo punto è necessario distinguere nettamente i due casi in quanto presentano anche geometrie diverse. Nella lega 2024 è possibile notare che tutte le cricche iniziano nella regione termicamente alterata (HAZ), ma piuttosto che proseguire all’interno del cordone di saldatura procedono nella lamiera inferiore, ciò dimostra l’efficacia del processo di saldatura stesso. Diverso è il caso dei giunti saldati in AA6056, infatti le lamiere saldate sono di diverso spessore. In particolare, la lamiera inferiore ha spessore decisamente maggiore rispetto a quella superiore (circa 2,48 volte); questo comporta una rigidità decisamente superiore che, insieme alla geometria di prova, non equiassiale e piana, comporta una diversa interpretazione dei dati. Infatti, la rottura in questo caso avviene sempre lungo la saldatura stessa, nel caso del giunto a più bassa velocità di avanzamento dell’utensile, quindi più caldo, la rottura avviene con notevole deformazione del laminato superiore, per gli altri due giunti saldati la rottura avviene quasi senza deformazione del giunto superiore, quasi con distacco, questo riflette l’andamento delle prove meccaniche statiche. 3.4 Tecnica della Microcella Le prove di OCP e di polarizzazione anodica sono state condotte sulla sezione trasversale dei giunti saldati a sovrapposizione così come è mostrato nella Figura 15. Non è stato possibile investigare il comportamento della regione HAZ a causa delle sue ridotte dimensioni (pochi micron) a fronte del diametro del capillare impiegato nel precedente studio. Le aeree studiate nel presente lavoro sono (i) a, (ii) n, (iii) r, in corrispondenza della lamiera superiore; (iv) md-a, (v) md-n, (vi) md-r, in corrispondenza delle zone di contatto dove avviene il mescolamento del materiale tra i due lamierini sovrapposti; (vii) deep, nel lamierino inferiore. Rivista Italiana della Saldatura - n. 6 - Novembre / Dicembre 2012 761 G. Castagnola et al. - Resistenza meccanica ed a corrosione di giunti simili a sovrapposizione saldati mediante FSW Figura 15 - Posizioni del capillare utilizzate per le prove elettrochimiche 3.5 Monitoraggio OCP e test di polarizzazione Dalle prove di OCP e di polarizzazione si ottengono delle curve del valore di potenziale rispetto al tempo ed alla densità di corrente rispettivamente; per poter confrontare in maniera semplificata questa notevole quantità di dati è stato scelto di ricavare e rappresentare i valori di potenziale di corrosione e di pitting così come riportato nella Figura 16; infatti il potenziale di corrosione (coincidente con il potenziale a circuito aperto) rappresenta le condizioni di equilibrio a cui si porta il materiale non ancora corroso, mentre il potenziale di pitting rappresenta quel valore per cui la velocità di corrosione aumenta di vari ordini di grandezza, a tale aumento, che si verifica localmente, corrisponde un proporzionale aumento della velocità con cui si riduce lo spessore della lamiera, potendo quindi essere causa di cedimenti catastrofici della struttura. Dal confronto tra i potenziali di corrosione e il materiale base è possibile ottenere un’indicazione sull’innescarsi di possibili fenomeni di corrosione galvanica tra zone dello stesso giunto. Tale fenomeno può essere amplificato nei giunti saldati: se l’area anodica corrisponde ad una delle zone saldate, la velocità di corrosione aumenta notevolmente, infatti la velocità di corrosione per accoppiamento galvanico è proporzionale Figura 16 - Estrapolazione dei valori del potenziale di corrosione (Ecorr) e di pitting (Epit). 762 Rivista Italiana della Saldatura - n. 6 - Novembre / Dicembre 2012 al rapporto tra area anodica e catodica. Invece, il confronto tra i potenziali di corrosione ed il potenziale di pitting della stessa zona, dà indicazioni sulla possibilità che il giunto possa presentare un tratto di passività aumentando la resistenza a corrosione del giunto stesso, o che tale passività non sia sufficiente. Infine, il confronto tra i potenziali di pitting dello stesso giunto e il potenziale di pitting del materiale base può dare un’indicazione su come il processo di saldatura incida sulla resistenza a corrosione del giunto. Nelle Figure dalla 17 alla 22 la linea continua rappresenta il potenziale di corrosione del materiale base corrispondente ai valori Ecorr (AA2024) = -652 mV e Ecorr (AA6056) = -745 mV, entrambi misurati rispetto all’elettrodo di riferimento al Ag/ AgCl. Le misure dei potenziali di corrosione mostrano come il cordone di saldatura presenti un comportamento anodico rispetto al materiale base, questa tendenza è accentuata soprattutto nella zona “advancing” del laminato superiore, il suo comportamento è comunque paragonabile a quello della zona md-n soprattutto per la coincidenza dei potenziali di pitting; risulta critica però solo la zona “advancing” in quanto è esposta verso la superficie del giunto. Anche i potenziali di pitting risultano inferiori rispetto a quello del materiale base. Si può notare inoltre che per la zona deep risulta un’ampia dispersione dei dati, indice di variazione delle caratteristiche di questa zona lungo la direzione di saldatura. Infine, sia la zona del nugget della lamiera superiore sia la zona di miscelazione dei materiali, appartenenti ai due laminati saldati, presentano caratteristiche prossime a quelle del materiale base. Il giunto La ha ricevuto un maggior apporto di calore generato dall’attrito tra i giunti realizzati in AA2024 ed è stato realizzato con velocità di saldatura di 115 mm/min. Per il giunto Lb (AA2024, 165 mm/min) la maggior dispersione di dati è stata evidenziata nella zona md-n. Anche in questo caso il comportamento del cordone di saldatura è nel complesso anodico rispetto al materiale base. Sono più critiche le zone termomeccanicamente alterate, particolare criticità riguarda la zona md-a, infatti si trova in prossimità della zona in cui vengono a contatto i due laminati, con possibilità di corrosione per crevice. Infine, la zona del nugget della lamiera superiore e quella di affondamento del pin in quella inferiore, deep, presentano valori prossimi al materiale base. Il giunto realizzato in AA2024 più freddo (Lc), con velocità di avanzamento del pin di 230 mm/min, presenta la maggior dispersione dei dati per la nugget zone superiore. Anche per questo giunto il comportamento globale è anodico rispetto al materiale base, il comportamento in quasi tutte le zone del cordone è più vicino a quello del materiale base. Come è stato già osservato per i test meccanici, il comportamento peggiore lo si nota per il giunto realizzato con la velocità di saldatura intermedia (165 mm/min) tra quelli rea- G. Castagnola et al. - Resistenza meccanica ed a corrosione di giunti simili a sovrapposizione saldati mediante FSW Figura 17 - Intervallo dei potenziali di corrosione e di pitting per le zone investigate nel giunto La Figura 18 - Intervallo dei potenziali di corrosione e di pitting per le zone investigate nel giunto Lb Figura 19 - Intervallo dei potenziali di corrosione e di pitting per le zone investigate nel giunto Lc Figura 20 - Intervallo dei potenziali di corrosione e di pitting per le zone investigate nel giunto Ld lizzati con la lega AA2024, il comportamento migliore invece è ottenuto dal giunto più caldo realizzato con la velocità di avanzamento dell’utensile più bassa (115 mm/min). Ciò è vero in quando il comportamento del nugget del lamierino superiore presenta una grande dispersione di valori, tale dispersione può portare ad un accoppiamento galvanico della nugget zone, di area piccola, che può portare a correnti locali anche molto elevate. Questo comportamento può essere spiegato, sia per le prove meccaniche che elettrochimiche, dalla completa ricristallizzazione della zona del nugget e quindi dalla parziale modifica della forma dei grani indotta dal calore prodotto dal passaggio dell’utensile. È possibile inoltre notare come la zona con maggiore dispersione dei valori si sposti verso l’alto con l’aumentare della velocità di avanzamento, fino alla velocità di 230 mm/min che non consente la completa ricristallizzazione del nugget. I grafici per i giunti realizzati in lega di alluminio 6056 sono mostrati nelle Figure 17, 18 e 19. A causa della presenza di difetti con vuoti non è stato possibile eseguire le misure nella zona denominata md-n. Il giunto Ld presenta la migliore performance da un punto di vista elettrochimico, mentre gli altri due giunti non mostrano significative differenze. Tutti i giunti, inoltre, presentano una marcata dispersione dei dati misurati. Tutti i giunti realizzati in AA6056 presentano una significativa passività che migliora il loro comportamento a corrosione in ogni area testata. In questa caratterizzazione è possibile comparare direttamente le due leghe per un possibile uso nelle applicazioni FSW. Sia la passività sia le piccole differenze nel potenziale di corrosione del materiale base e delle aree modificate della zona saldata indicano un grande vantaggio nell’utilizzo della lega AA6056 per la durabilità delle strutture. Rivista Italiana della Saldatura - n. 6 - Novembre / Dicembre 2012 763 G. Castagnola et al. - Resistenza meccanica ed a corrosione di giunti simili a sovrapposizione saldati mediante FSW Figura 21 - Intervallo dei potenziali di corrosione e di pitting per le zone investigate nel giunto Le Figura 22 - Intervallo dei potenziali di corrosione e di pitting per le zone investigate nel giunto Lf 3.6 Test di visualizzazione mediante gel Le Figure 20 e 21 rappresentano i giunti sottoposti al Gel Test all’insorgere dei fenomeni di corrosione evidenti. Mediante tale metodo è possibile osservare se i giunti corrodono formando una cella galvanica e se, e dove, si innescano fenomeni di pitting. Si possono evidenziare celle galvaniche in quanto l’indicatore universale inserito nella ricetta di preparazione del gel colora in blu le aree catodiche, mentre le aree anodiche si colorano in rosso. Quando si presenta una colorazione solo di tipo corrosivo, rosso, si può ragionevolmente supporre che il fenomeno di tipo corrosivo innescato non sia dovuto ad accoppiamento galvanico. Nella Figura 23 - rappresentativa di tutti i giunti saldati in AA2024 e del giunto risultato più suscettibile a corrosione dalle prove elettrochimiche - si può notare che i primi fenomeni di innesco evidente della corrosione partano maggiormente in corrispondenza della zona md-r ed in maniera meno evidente della zona md-a, in particolar modo in corrispondenza della fine di questa, dove inizia l’intercapedine costituita dai due laminati. Il fenomeno di innesco è spiegabile tramite corrosione di tipo crevice che si verifica in corrispondenza di discontinuità delle superfici. Anche per i giunti realizzati in AA6056 (Fig. 24) i punti di innesco sono nelle zone di interfaccia ed iniziale corrosione crevice. Quindi per tutti i tipi di giunti è necessario prevedere una opportuna protezione delle aree più suscettibili a cor- rosione ed esposte verso l’atmosfera nella struttura, queste aree sono quelle corrispondenti all’interfaccia non saldata tra i due laminati in prossimità delle zone md-a e md-r, queste zone sono suscettibili alla corrosione per crevice. Tali immagini non sono, però, esaustive dei fenomeni di corrosione che si possono verificare su un giunto sottoposto a Gel Test. Infatti, la colorazione del gel è influenzata anche dalla cinetica dei fenomeni corrosivi: se la velocità di corrosione è sufficientemente lenta, i cationi acidi hanno sufficiente tempo di diffondere nel mezzo e diluire la colorazione data dall’indicatore universale di pH. Al fine di analizzare tutti i fenomeni che si sono verificati sulla superficie esposta al gel sono state effettuate delle micrografie del giunto a valle del test di corrosione. Dalla Figura 25 si possono osservare i fenomeni di corrosione del giunto La (AA2024, 115 mm/min). Nelle zone del laminato superiore non si osservano fenomeni significativi. Figura 23 - Punto di innesco dei fenomeni di corrosione, giunto Lb. 764 Rivista Italiana della Saldatura - n. 6 - Novembre / Dicembre 2012 Figura 24 - Punto di innesco dei fenomeni di corrosione, giunto Ld G. Castagnola et al. - Resistenza meccanica ed a corrosione di giunti simili a sovrapposizione saldati mediante FSW Figura 25 - Superficie del giunto La dopo il Gel Test in corrispondenza delle zone a (i), n (ii), r (iii), md-a (iv), md-n (v), md-r (vi) e deep (vii) Figura 26 - Superficie del giunto Lb dopo il Gel Test in corrispondenza delle zone a (i), n (ii), r (iii), md-a (iv), md-n (v), md-r (vi) e deep (vii) Nella zona di miscelamento del materiale dei due laminati risultano evidenziate dai fenomeni corrosivi le linee di flusso lungo le quali è avvenuto il miscelamento durante la saldatura. È possibile riscontrare anche un fenomeno di corrosione non profondo nella zona deep. Come già dimostrato dalle prove elettrochimiche il giunto Lb (AA2024, 165 mm/min), mostrato nella Figura 18, si presenta maggiormente attaccato dalla corrosione. Sono particolarmente aggredite dalla corrosione le zone a, md-n e deep, nella zona indicata nella Figura 26 (vi) md-r, si nota come i fenomeni di corrosione si accentuino all’interfaccia tra i due laminati. L’ultimo dei giunti in AA2024 (Fig. 27), Lc (230 mm/min), mostra, oltre ai fenomeni di innesco per crevice nella zona md-r, un fenomeno di attacco nella zona del nugget (Fig. 27-ii). Per i giunti in AA2024, si è potuto notare, come già evidenziato dalle prove elettrochimiche, come i fenomeni di corrosione non indotti da crevice, si spostino nel cordone di saldatura dal laminato inferiore a quello superiore all’aumentare della velocità di avanzamento. Il giunto Ld (AA6056, 115 mm/min), come mostrato nella Figura 28, non presenta evidenti segni di corrosione, a meno di fenomeni trascurabili innescatisi nella zona md-a (come nella Figura 28iv) da corrosione crevice. Il giunto Le, rappresentato in Figura 29, (AA6056, 161 mm/min) non presenta segni evidenti di corrosione. I punti attaccati corrispondono alle zone md-n e md-r e Rivista Italiana della Saldatura - n. 6 - Novembre / Dicembre 2012 765 G. Castagnola et al. - Resistenza meccanica ed a corrosione di giunti simili a sovrapposizione saldati mediante FSW Figura 27 - Superficie del giunto Lc dopo il Gel Test in corrispondenza delle zone a (i), n (ii), r (iii), md-a (iv), md-n (v), md-r (vi) e deep (vii) Figura 28 - Superficie del giunto Ld dopo il Gel Test in corrispondenza delle zone a (i), n (ii), r (iii), md-a (iv), md-n (v), md-r (vi) e deep (vii) 766 Rivista Italiana della Saldatura - n. 6 - Novembre / Dicembre 2012 sono attribuibili a corrosione crevice, infatti, come è possibile evincere dalla Figura 28 (v) e (vi), sono localizzati nei punti in cui sono presenti evidenti difetti di saldatura, corrispondenti alle zone dove non è stato possibile effettuare le prove elettrochimiche. Infine il giunto Lf (AA6056, 230 mm/min), mostrato nella Figura 30, non presenta particolari differenze di rilievo rispetto al precedente da un punto di vista dei fenomeni corrosivi, infatti questi sembrano accentuati, ma i fenomeni mostrati sono accentuati dalla maggiore difettosità del giunto. Da tali prove di visualizzazione mediante gel, si trova quindi riscontro alle prove elettrochimiche realizzate mediante microcella. 4. Conclusioni Il lavoro realizzato sulle proprietà meccaniche ed elettrochimiche di giunti a sovrapposizione, in lega AA2024 e AA6056, saldati mediante FSW, consente di concludere quanto descritto di seguito. La qualità complessiva dei giunti in AA2024 è buona, mentre seri difetti diventano evidenti alle più alte velocità di saldatura per i giunti realizzati con la lega di alluminio 6056. Le prove meccaniche statiche dimostrano che i parametri di saldatura adottati sono efficaci nel caso della lega AA2024 e che la rottura dei giunti avviene nel lamierino inferiore con innesco nella zona termicamente alterata. I parametri adottati per la saldatura sono prossimi al limite della finestra di saldabilità della lega AA6056, questo, oltre ad essere evidenziato G. Castagnola et al. - Resistenza meccanica ed a corrosione di giunti simili a sovrapposizione saldati mediante FSW dalla difettosità dei giunti più freddi, è reso evidente dalle prove meccaniche, infatti la rottura avviene lungo la linea di miscelazione dei materiali, all’interno del cordone di saldatura, senza deformazione del laminato superiore per i giunti realizzati con velocità di saldatura più elevate. Il giunto AA6056, più caldo, realizzato alla velocità di saldatura più bassa, risulta più performante, la rottura nel cordone in questo caso è imputabile alla differenza di spessore tra i due laminati saldati. È evidente infatti la deformazione del laminato superiore, più sottile. Le prove elettrochimiche dimostrano come le proprietà della lega AA2024 nella zona saldata siano anodiche rispetto al materiale base, così come all’aumentare della velocità di saldatura. Il calore apportato fa, inoltre, variare lungo l’altezza del giunto le proprietà del materiale. Tali conclusioni trovano conforto nei test di corrosione mediante gel. Le proprietà di resistenza alla corrosione della lega AA6056 non risultano sensibilmente inficiate dal processo di saldatura. Le caratteristiche geometriche dei giunti realizzati secondo la configurazione proposta presentano problematiche importanti di corrosione per crevice. Per un utilizzo di tale geometria deve essere studiato un opportuno sistema di protezione dalla corrosione all’interfaccia dei materiali saldati. Le prove elettrochimiche ed i test di corrosione mediante gel risultano in accordo. Figura 29 - Superficie del giunto Le dopo il Gel Test in corrispondenza delle zone a (i), n (ii), r (iii), md-a (iv), md-n (v), md-r (vi) e deep (vii) Figura 30 - Superficie del giunto Lf dopo il Gel Test in corrispondenza delle zone a (i), n (ii), r (iii), md-a (iv), md-n (v), md-r (vi) e deep (vii) Rivista Italiana della Saldatura - n. 6 - Novembre / Dicembre 2012 767 G. Castagnola et al. - Resistenza meccanica ed a corrosione di giunti simili a sovrapposizione saldati mediante FSW %LEOLRJUDÀD [1] [2] [3] [4] [5] [6] [7] [8] [9] [10] [11] [12] [13] [14] [15] [16] [17] [18] [19] [20] W. M. Thomas, E. D. Nicholas, J. C. Needham, M. G. Murch, P. Temple-Smith, C. J. Dawes, Friction Stir Welding, in United States Patent, 5, 460, 317, The Welding Institute, Cambridge, GB, 1995. G. Mathers (2002), The welding of aluminium and its alloys, Woodhead Publishing Ltd. R. S. Mishra, Z. Y. Ma, Friction stir welding and processing, Materials Science and Engineering R 50 (2005) 1-78. L. 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Ringraziamenti Questo lavoro è stato condotto all’interno del progetto di ricerca nazionale “Friction Stir Welding” finanziato dalla L. 297. Giovanni CASTAGNOLA, progettista dall’ottobre 2011 presso Ansaldo Nucleare SpA nell’unità del decommissioning e waste management svolge, inoltre, supervisione tecnica nella ricerca su trattamenti elettrochimici di rifiuti radioattivi. Nel 2011 collabora con Ansaldo Nucleare SpA nell’ambito del decommissioning e waste management e svolge saltuariamente attività nello sviluppo dei reattori di IV generazione e a fusione. Ha conseguito nel gennaio 2011 un master universitario di secondo livello in “Scienze e tecnologie degli impianti nucleari”, presso l’Università degli Studi di Genova. Nel 2009 ha conseguito il Dottorato di Ricerca in “Tecnologie e sistemi di produzione”, presso l’Università degli Studi di Napoli Federico II, Dipartimento di Ingegneria dei Materiali e della Produzione (D.I.M.P.) con una tesi in Chimica - Fisica. Durante tale Dottorato è stato “visiting student” presso il Corrosion and Protection Centre della School of Materials della “University of Manchester” per un periodo di formazione all’estero. Presso l’Università degli Studi di Napoli Federico II ha conseguito nell’ottobre 2006 una laurea quinquennale in “Ingegneria Chimica” con tesi in Corrosione e protezione dei materiali. Ha partecipato a progetti di ricerca nazionali (L. 297) ed europei (Wel-Air ed Aeromag), anche nell’ambito di collaborazioni tra D.I.M.P. e Alenia Aeronautica S.p.A. e fatto parte del comitato organizzatore locale del “Second World Congress on Corrosion in the Military“ tenutosi a Napoli nel 2007. Ha effettuato presentazioni a diversi workshop e congressi nazionali ed internazionali ed alcune pubblicazioni. E’ stato vincitore nel 2008 del premio istituito dalla regione Campania “Scrivi il futuro” per l’area tematica “Nuovi Materiali” con il progetto “Tecniche non invasive di monitoraggio e ripristino di strutture in calcestruzzo armato”. Antonino SQUILLACE, laureato in Ingegneria Meccanica presso la Facoltà di Ingegneria dell’Università degli Studi di Napoli Federico II, consegue un Dottorato di Ricerca in “Tecnologie dei Materiali ed Impianti Industriali” presso la stessa Università. Ricercatore Universitario in “Tecnologie e Sistemi di Lavorazione”, svolge attività didattica universitaria presso la Facoltà di Ingegneria, Corso di “Tecnologie Generali dei Materiali”. L’Attività e la produzione scientifica presso il Dipartimento di Ingegneria dei Materiali e della Produzione (DIMP) dell’Università degli Studi di Napoli Federico II, riguarda essenzialmente lo studio di giunzioni di tipo meccanico di materiali compositi a matrice polimerica e rinforzo fibroso e successivamente di compositi ibridi, in collaborazione con Alenia Aeronautica. Il secondo campo di ricerca indagato è quello della saldatura Friction Stir Welding (FSW) di leghe leggere per applicazioni in campo aeronautico. Una parte dell’attività di ricerca, scaturita da specifiche collaborazioni con grandi aziende del settore aeronautico nazionale, ha riguardato la saldatura laser di leghe di alluminio. 768 Rivista Italiana della Saldatura - n. 6 - Novembre / Dicembre 2012 G. Castagnola et al. - Resistenza meccanica ed a corrosione di giunti simili a sovrapposizione saldati mediante FSW La quarta attività di ricerca ha visto l’attenzione focalizzarsi sui controlli non distruttivi mediante termografia all’infrarosso, principalmente con tecnica lock in. Una breve attività è scaturita da un’interessante rapporto di collaborazione scientifica con il Dipartimento di Scienze Odontostomatologiche e Maxillo-Facciali dell’Università degli Studi di Napoli Federico II, riguardante gli impianti dentali in titanio. Attività a latere hanno riguardato la caratterizzazione e modellazione del comportamento di leghe a memoria di forma (SMA), la caratterizzazione del comportamento di materiali plastici stampati, l’utilizzo di fibre ottiche nell’health monitoring di strutture metalliche e i meccanismi di delaminazione di materiali compositi. E’ responsabile scientifico di numerosi progetti e convenzioni di ricerca ed autore di pubblicazioni su riviste internazionali e su atti di convegni nazionali ed internazionali. Ciro BITONDO, si laurea in Ingegneria Chimica presso la Facoltà di Ingegneria dell’Università degli Studi di Napoli Federico II, con tesi sulla Corrosione e Protezione dei Materiali, Effetti del trattamento termico e della composizione sul comportamento alla corrosione di leghe di alluminio della serie 7000 per strutture FML. Nel 2010 consegue un Dottorato di Ricerca, presso il DIMP Tecnologie dell’Università di Napoli, in “Tecnologie e sistemi di Produzione”: Laser Beam e Friction Stir Welding di leghe innovative di alluminio e titanio in campo aeronautico, analisi delle proprietà meccaniche e della resistenza alla corrosione, studio dell’influenza di trattamenti superficiali (chimico-fisici) su tali proprietà. Ha svolto diverse attività acquisendo capacità e competenze tecniche relative a: Tecniche Sperimentali - Chimica, Corrosione: Polarizzazioni Elettrochimiche, Spettroscopia di Impedenza Elettrochimica (EIS), Microscopio Ottico, Microscopio Elettronico a Scansione (SEM) e utilizzo sonda EDS, Analisi Microstrutturale - Metallografica mediante Etching, Lappatura e lucidatura di materiali, Scansione Calorimetrica Differenziale (DSC); Tecniche Sperimentali - Meccanica: Compressione, Trazione, Fatica, Durezza, Microdurezza, Rugosità, Stress Corrosion Cracking, Hoop-Stress, Saldatura FSW, Misure degli spessori agli ultrasuoni. Tecniche sperimentali - Statistica: Design of Experiment (DoE), Metodi e strategie per la pianificazione sperimentale in ambito scientifico e industriale, per l’ottimizzazione dei prodotti e dei processi. E’ autore di diverse pubblicazioni su riviste e presentazioni a congressi nazionali ed internazionali. Francesco ACERRA, laureato in Ingegneria Aerospaziale, dal 2004 svolge la sua attività professionale presso Alenia Aeronautica di Pomigliano d’Arco nell’Ente “Ricerca”. L’esperienza maturata in tale periodo include l’approfondita conoscenza della tecnologia di saldatura “Laser Beam Welding” su materiali metallici tradizionali ed innovativi. Svolge corsi, per la qualifica degli operatori, relativi a “trattamenti termici di leghe di alluminio e leghe di acciaio” e “inginocchiatura a caldo di leghe di alluminio”. Partecipa attivamente a diversi progetti nazionali ed europei sulla saldatura friction stir di leghe di alluminio tradizionali ed innovative e sulle relative applicazioni strutturali in aeronautica e sui trattamenti termici di parti in leghe di alluminio saldate fiction stir. E’ responsabile WP del progetto di ricerca riguardante la nanostrutturazione, mediante tecnologia di Accumulative Roll Bonding (ARB), di materiali metallici utilizzati in campo aeronautico (leghe di alluminio). E’ coinvolto in attività di caratterizzazione di nuove leghe leggere, quali leghe di alluminio-litio ed alluminioscandio. Dal 2009 è in forza all’Ente “Materiali e Processi”, in particolare per quanto riguarda la Tecnologia dei Materiali Metallici ed è coinvolto nel Programma Bombardier Aerospace C-Series come Focal Point delle Tecnologie e dei Processi dei Materiali Metallici. Dal 2012 è Project Manager di un progetto nazionale sulla saldatura laser beam di leghe di titanio aeronautico e sulle relative applicazioni strutturali in aeronautica, per l’ottimizzazione/riduzione del Buy to Fly Ratio. Da Settembre 2012 è Project Manager di un progetto del Distretto Aerospaziale Campano sulle leghe di alluminio innovative (AlLi, AlSc, ed altre leghe innovative proposte da produttori mondiali delle stesse per applicazioni aeronautiche), processi innovativi di fabbricazione ed assemblaggio di parti aeronautiche e selezione e messa a punto di materiali e processi ecocompatibili per il trattamento delle superfici di componenti aeronautici. Ha pubblicato diversi lavori su riviste scientifiche e ha presentato numerose memorie a convegni scientifici nazionali ed esteri. Francesco BELLUCCI, laureato in Ingegneria Chimica presso la Facoltà di Ingegneria dell’Università di Napoli con lode nel 1972, ha svolto attività di ricerca e didattica presso la Facoltà di Ingegneria ininterrottamente dal 1972 a tutt’oggi ricoprendo i ruoli di Professore di Chimica, di Elettrochimica Applicata e di Corrosione e Protezione dei Materiali. Ha svolto attività di ricerca presso i seguenti Istituti Internazionali: Max-Planck Institut fur Biophysik, Germania Occidentale, Istituto di Ricerca Donegani Novara, Laboratoire des Materiaux, Equipe de Corrosion, University of Marseille, France e Massachusetts Institute of Technology, Massachusetts (MIT). E’ stato inoltre professore a contratto presso il Massachusetts Institute of Technology, USA e presso l’Universita’ di Marsiglia, Francia. E’stato insignito di diversi premi di operosità scientifica, di Borse di Studio NATO, di Borsa Fulbright ed è risultato vincitore del premio Melvin Romanoff per il miglior lavoro di Corrosione pubblicato dalla National Association of Corrosion Engineering (NACE), USA, nel 1991. Il campo di ricerca affrontato è focalizzato su un’ampia area della scienza della corrosione e dell’ingegneria includendo i seguenti settori specifici: corrosione e protezione di materiali metallici, proprietà protettive di rivestimenti organici, degradazione ambientale di strutture in calcestruzzo armato, cinetica di cura di materiali polimerici, modifiche superficiali dei materiali con tecniche tradizionali e innovative basate sull’uso di tecnologia al plasma freddo. Rivista Italiana della Saldatura - n. 6 - Novembre / Dicembre 2012 769 SOLUZIONI INNOVATIVE IL CONTROLLO NON DISTRUTTIVO, PERSONALIZZATO RAGGI-X Cabine radioscopiche Digitali - Tomografiche - Personalizzate Impianti raggi-X portatili ULTRASUONI Spessorimetri, flaw detectors, phased array, sonde speciali, impianti automatici personalizzati SPECIALISTI NEL SETTORE CND Direzione e stabilimenti: Via Arturo Gilardoni, 1 23826 Mandello del Lario (LC) Italy Tel (+39) 0341-705.111 Fax (+39) 0341-735.046 [email protected] www.gilardoni.it Valutazione della “Minimum Pressurizing Temperature” (MPT) per reattori di elevato spessore realizzati in acciai bassolegati al Cr-Mo, in esercizio in condizioni di “hydrogen charging” (°) G. L. Cosso* R. Grandicelli* Sommario / Summary Nella conduzione di apparecchiature realizzate con l’impiego di acciai bassolegati al Cr-Mo, in esercizio in condizioni di “hydrogen charging”, è in generale necessario considerare i possibili effetti di degrado della tenacità del materiale determinati da fenomeni di “temper embrittlement” e dalla presenza di idrogeno. Il rischio di rottura fragile è in particolare significativo durante la fase di avvio dell’impianto, per componenti di spessore elevato, quando la temperatura del materiale è relativamente prossima al valore ambiente. È quindi necessario definire il valore della “Minimum Pressurizing Temperature” (MPT) e, in generale, la relazione tra temperatura dei componenti e pressione massima che deve essere adottata durante l’avviamento. Nel presente lavoro vengono esaminati riferimenti normativi e procedure per la determinazione della “Minimum Pressurizing Temperature” e ne viene descritta l’applicazione pratica per reattori in esercizio in unità “Hydrocracking”. In operating pressure equipment manufactured through the use Cr-Mo low-alloy steels, in “hydrogen charging” service conditions, it is generally necessary to account for pos(°) Memoria presentata al Convegno SAFAP 2012. * IIS SERVICE dell’Istituto Italiano della Saldatura, Genova. sible toughness degradation effects due to “temper embrittlement” phenomena and presence of diffused hydrogen. The risk of brittle fracture is particularly significant during plant start-up stage, for large thickness components, when material temperature is relatively close to room one. It is then necessary to define the “Minimum Pressurizing Temperature” (MPT) and, in general, the relationship between components temperature and maximum internal pressure to be adopted during the start-up stage. In this document, standard references and assessment procedures for determining the “Minimum Pressurizing Temperature” are examined, describing their practical application for reactors operated in “Hydrocracking” units. IIW Thesaurus Keywords: Brittle fracture; chemical engineering; creep resisting materials; elevated temperature strength; embrittlement; fracture mechanics; high; high pressure; high temperature; hydrogen embrittlement; low alloy Cr-Mo steels; pressure; pressure vessels; standards; temperature; tempering; thickness; toughness. Rivista Italiana della Saldatura - n. 6 - Novembre / Dicembre 2012 771 G. L. Cosso e R. Grandicelli - Valutazione della “Minimum Pressurizing Temperature” (MPT) per reattori di elevato spessore... 1. Introduzione Durante la fase di avviamento di un impianto petrolchimico, le apparecchiature in pressione che lo costituiscono possono subire sollecitazioni non trascurabili a temperature relativamente contenute, prossime al valore ambiente, in corrispondenza delle quali non è possibile escludere completamente il rischio che si manifestino fenomeni di rottura fragile. Tale eventualità deve essere in particolare considerata: r per apparecchiature costituite da componenti di spessore elevato; r in presenza di fenomeni di degrado della tenacità dei materiali determinati dall’esposizione a particolari condizioni di esercizio. I reattori in servizio in unità “Hydrocracking” costituiscono un esempio di apparecchiature per le quali è necessario prendere in esame il rischio di rottura fragile durante la fase di avviamento. Vengono infatti realizzati con l’utilizzo di acciai bassolegati (di composizione chimica nominale 2.25Cr–1Mo, con placcatura interna in acciaio inossidabile austenitico); sono costituiti da componenti di spessore elevato (superiore a 50 mm); l’esposizione prolungata alle elevate temperature di servizio (# 400 °C) può determinare fenomeni di “fragilizzazione da rinvenimento” (temper embrittlement); l’esercizio in condizione di “hydrogen charging” induce un ulteriore degrado della tenacità del materiale (hydrogen embrittlement). È quindi prassi consolidata prevedere limitazioni al valore massimo della pressione interna nella fase di avviamento, fino a che non vengano raggiunte temperature sufficientemente elevate (Minimum Pressurizing Temperature) da rendere trascurabile il rischio di rottura fragile. Oltre che sulla base dell’esperienza operativa, tali indicazioni possono essere definite adottando le prescrizioni delle principali norme per la fabbricazione, la progettazione e l’esercizio delle attrezzature in pressione. Per affrontare la descrizione della procedura proposta per la determinazione della “Minimum Pressurizing Temperature” viene considerato un apparecchio realizzato con le modalità descritte nel prospetto seguente, in cui sono anche sintetizzati i principali dati di progetto e di esercizio: r materiali: - fasciame cilindrico e fondi: acciaio ASME SA 387 Gr. 22 Cl. 2 (+ “Weld Overlay” in acciaio inossidabile austenitico Tp. 347); - connessioni e flange: acciaio ASME SA 336 Gr. F22 Cl. 3 (+ “Weld Overlay” in acciaio inossidabile austenitico Tp. 347); r spessore nominale del fasciame cilindrico (al netto del “Weld Overlay”): 100 mm; r pressione di progetto: 90 barg; r temperatura di progetto: 450 °C; r pressione di esercizio: 80 barg; r temperatura di esercizio: 400 °C; r “Minimum Design Metal Temperature”: -20 °C. 772 Rivista Italiana della Saldatura - n. 6 - Novembre / Dicembre 2012 2. Procedura proposta per il calcolo della “Minimum Pressurizing Temperature” La procedura proposta per il calcolo di MPT è basata sui requisiti previsti, in merito alla tenacità dei materiali, da ASME Boiler & Pressure Vessel Code, Sec. VIII “Rules for Construction of Pressure Vessels”, Division 2 “Alternative Rules” ([1]). Per considerare il degrado della tenacità dei materiali determinato dai fenomeni di “temper embrittlement” e “hydrogen embrittlement” vengono adottate le prescrizioni proposte dalla norma API 579-1/ASME FFS-1 “Fitness For Service” ([2]). La procedura consente di determinare una relazione tra pressione massima e temperatura, durante la fase di avviamento, che garantisce una resistenza nei confronti della rottura fragile equivalente a quella prevista in [1], in condizioni di progetto, alla “Minimum Design Metal Temperature”. Per effettuare una verifica “alternativa” dell’attendibilità della relazione tra pressione massima e temperatura ottenuta dalla procedura indicata è possibile adottare i principi della meccanica della frattura. Questa ulteriore valutazione, di cui viene proposta nei Paragrafi seguenti una sintetica descrizione, consiste nel calcolare le dimensioni “critiche” di eventuali difetti bidimensionali (crack-like flaws) necessarie per determinare la rottura fragile; la stima viene condotta per differenti coppie di valori pressione massima – temperatura. L’esito della verifica viene ritenuto positivo se le dimensioni “critiche” del difetto ne garantiscano l’individuazione con le tecniche di controllo non distruttivo impiegate durante la fabbricazione dell’apparecchiatura. Per questa valutazione vengono adottate le prescrizioni della norma BS 7910 “Guide to methods for assessing the acceptability of flaws in metallic structures”, [3]. 3. Prescrizioni indicate in [1] in merito alla tenacità dei materiali Le prescrizioni indicate in [1] in merito alla tenacità dei materiali sono riportate in Cl. 3.11 “Material Toughness Requirements”. È inoltre necessario considerare i requisiti indicati in Cl. 3.4 “Supplemental Requirements for Cr-Mo steels”, dal momento che i materiali utilizzati sono caratterizzati da composizione chimica nominale 2.25Cr-1Mo. Le prescrizioni sopra citate prevedono che i materiali impiegati siano in grado di evidenziare un valore medio di energia dissipata nella prova di resilienza pari a 54 J a MDMT (Minimum Design Metal Temperature). Tale requisito deve essere applicato sia al materiale base, sia alle giunzioni saldate (in zona termicamente alterata ed in zona fusa, Cl. 3.4.5). Il valore dell’energia dissipata nella prova di resilienza può essere utilizzato per stimare un valore corrispondente della tenacità del materiale (material toughness). A tale scopo è possibile utilizzare le correlazioni indicate in più riferimenti tecnici e normativi. Nel presente lavoro è stata utilizzata la correlazione media di Rolfe-Novak-Barsom proposta in [2] (Annex F “Material Properties For a FFS G. L. Cosso e R. Grandicelli - Valutazione della “Minimum Pressurizing Temperature” (MPT) per reattori di elevato spessore... Figura 1 – Relazione tra “J factor” e FATT Assessment”, Eq. F.60). È opportuno evidenziare, come è possibile dedurre dai Paragrafi seguenti, che l’utilizzo della stima media, in luogo di un valore caratteristico o di “lower bound”, è in questo contesto maggiormente cautelativa. Il valore medio di tenacità ottenuto, pari a 100.5 MPa m0.5, può di conseguenza essere considerato il requisito previsto da [1] per garantire all’apparecchiatura una adeguata resistenza, nelle condizioni di progetto, nei confronti della rottura fragile. È inoltre importante evidenziare che le prescrizioni in [1] prevedono la possibilità di ridurre MDMT rispetto alla temperatura di esecuzione della prova di resilienza nel caso in cui la pressione agente sia inferiore alla pressione massima ammissibile (Cl. 3.11.2.6 e Fig. 3.13M). Adottando l’ipotesi cautelativa che quest’ultima sia pari alla pressione di progetto, è possibile definire la relazione tra pressione massima e temperatura durante la fase di avviamento. tratta dalla memoria “Effect of aging and hydrogen on fracture mechanics and CVN properties of 2.25Cr–1Mo steel grades – Application to MPT Issues” [4], è indicata la correlazione tra “J factor” (determinato sulla base della percentuale in peso di Mn, Si, P e Sn) ed il valore di temperatura denominato FATT (“Fracture Appearance Transition Temperature”). Quest’ultimo termine rappresenta la temperatura di transizione della tenacità calcolata sulla base dell’aspetto della superficie di frattura (temperatura corrispondente ad un aspetto della superficie di frattura per il 50% cristallino e per il 50% fragile, si veda ad esempio la norma ASTM A370 “Standard Test Methods and Definitions for Mechanical Testing of Steel Products” [5]). Le prescrizioni in [2] indicano una correlazione tra “J factor” e FATT (Annex F, Eq. F.99). Nel caso in cui, in particolare, sia considerato un valore massimo di “J factor” pari a 120 (limitazione di norma osservata nella produzione di materiali destinati alle applicazioni in esame), la temperatura FATT corrispondente è pari a 60.3 °C, in sostanziale accordo con quanto indicato nella Figura 1 per un “confidence limit” pari a 99%. Secondo le prescrizioni in [2] (Annex F, Cl. F.4.7.3), il valore FATT può essere adottato come “reference temperature” Tref in Figura 2 (curva rossa), nella quale è riportata la relazione tra temperatura T e tenacità KIC (valore di “lower bound”, Eq. F.53). Il fenomeno denominato “hydrogen embrittlement” è 4. Degrado della tenacità indotto da “temper embrittlement” e “hydrogen embrittlement” Il fenomeno denominato “temper embrittlement” è rappresentato dalla riduzione della tenacità a temperature prossime o inferiori al valore ambiente, determinata dall’esposizione prolungata a temperature di esercizio comprese tra 350 °C e 550 °C. La severità del degrado può essere correlata alla composizione chimica del materiale, con particolare riferimento ad elementi “secondari” (P, Sb, Sn, As), di norma presenti in percentuali molto modeste. Nella Figura 1, Figura 2 – Relazioni KIC Vs. T e KIR Vs. T Rivista Italiana della Saldatura - n. 6 - Novembre / Dicembre 2012 773 G. L. Cosso e R. Grandicelli - Valutazione della “Minimum Pressurizing Temperature” (MPT) per reattori di elevato spessore... 5. Figura 3 – Confronto tra relazione KIR Vs. T (Figura 2, curva blu) e dati sperimentali rappresentato dalla riduzione della tenacità indotta dalla presenza di idrogeno in soluzione in corrispondenza dell’apice di un eventuale difetto bidimensionale. In accordo a [2] (Annex F, Cl. F.4.7.3), questo secondo fenomeno di degrado può essere cautelativamente considerato adottando la correlazione tra temperatura T e tenacità KIR (in luogo di KIC), definita dall’Eq. (F.55), (curva blu in Figura 2). L’ipotesi adottata può essere ritenuta adeguatamente cautelativa, come evidenziato dal confronto (Figura 3, anch’essa tratta da [4]) tra la curva KIR Vs. T, determinata con le modalità sopra indicate, e i dati sperimentali ottenuti in differenti condizioni di invecchiamento e/o tenore di idrogeno in soluzione. Per una stima alternativa degli effetti del fenomeno di “hydrogen embrittlement” è possibile adottare le indicazioni in [4], nel caso in cui sia possibile stimare la concentrazione di idrogeno nel materiale delle membrature. Figura 4 – Relazioni tra pressione massima e temperatura durante l’avviamento 774 Rivista Italiana della Saldatura - n. 6 - Novembre / Dicembre 2012 Determinazione di MPT e della relazione tra pressione massima e temperatura durante l’avviamento Una volta definita, considerando gli effetti dei fenomeni di “temper embrittlement” e “hydrogen embrittlement”, la relazione tra tenacità e temperatura, con le modalità descritte nei Paragrafi precedenti, è possibile calcolare immediatamente la “Minimum Pressurizing Temperature”, in corrispondenza della quale può essere imposto il valore di progetto della pressione interna. MPT viene infatti ottenuta imponendo che KIR sia pari alla tenacità (100.5 MPa m0.5) stimata sulla base dei requisiti in [1] (si veda il Paragrafo 3). Nel caso in esame il valore di MPT ottenuto è pari a 123.8 °C (Figura 2, linea nera tratteggiata). Per determinare con quali modalità è necessario limitare la pressione agente nell’intervallo tra MDMT (-20 °C) e MPT (123.8 °C), definendo di conseguenza la relazione tra pressione massima e temperatura, sono state in primo luogo adottate le prescrizioni in [1] (Cl. 3.11.2.6 e Fig. 3.13M) già citate nel precedente Paragrafo 3, che prevedono la possibilità di ridurre MDMT rispetto alla temperatura di esecuzione della prova di resilienza nel caso in cui la pressione agente sia inferiore alla pressione massima ammissibile. Adottando l’ipotesi cautelativa che questo secondo valore sia pari alla pressione di progetto Pd (90 barg, si veda il Paragrafo 1), è possibile correlare la riduzione di temperatura TR al rapporto Rts = P/Pd, in cui P rappresenta la pressione agente. La relazione tra pressione massima e temperatura viene definita con la procedura seguente: r per un generico valore P < Pd viene calcolato il valore corrispondente di Rts e TR; r il valore MDMT – TR viene adottato per calcolare KIC (Figura 2, curva rossa), senza considerare l’influenza di fenomeni di fragilizzazione (Tref assume pertanto un valore pari a -47.2 °C); r imponendo la relazione KIC = KIR viene infine dedotta (Figura 2, curva blu) la temperatura T corrispondente a P. In questo caso viene ovviamente considerato l’effetto di entrambi i fenomeni di fragilizzazione discussi nel Paragrafo 4 (Tref è pertanto pari a FATT). L’approccio descritto è limitato dalle condizioni previste in [1], che indicano un valore massimo pari a 55 °C per la G. L. Cosso e R. Grandicelli - Valutazione della “Minimum Pressurizing Temperature” (MPT) per reattori di elevato spessore... temperatura di riduzione TR. Non è di conseguenza possibile calcolare completamente la curva Max P Vs. T per l’intero intervallo MDMT – MPT. Un possibile approccio alternativo è rappresentato dall’ipotesi che P possa essere determinata mediante l’equazione: P (T) = Pd KIR (T) / KIR (MPT) (1) dal momento che il fattore di intensificazione delle tensioni KI è direttamente proporzionale alla tensione agente. Come è possibile osservare nella Figura 4, questo secondo approccio manifesta una buona corrispondenza con il precedente, sebbene risulti leggermente meno cautelativo. Sulla base dei risultati riportati nella Figura 4 è stato ritenuto opportuno adottare la curva ottenuta con il primo approccio (curva rossa), opportunamente estrapolata, mediante l’adozione di un polinomio di 2° grado, a MDMT. La curva così ottenuta, che costituisce di conseguenza il risultato finale della valutazione, è riportata nella Figura 5. 9HULÀFD GHOOD UHOD]LRQH WUD SUHVVLRQH PDVVLPD e temperatura con l’adozione dei principi della meccanica della frattura Questa seconda valutazione viene condotta ipotizzando che i componenti in esame siano interessati dalla presenza di difetti bidimensionali (crack-like flaws), nelle posizioni ritenute più significative (in relazione, in particolare, alla pre- Figura 5 – Relazione tra pressione massima e temperatura, durante l’avviamento, proposta per l’applicazione in esame senza di giunzioni saldate e alla severità delle sollecitazioni agenti). Le condizioni che promuovono il manifestarsi della rottura fragile sono correlate alle dimensioni del difetto, allo stato di tensione agente e alla tenacità del materiale. È di conseguenza possibile calcolare, per ciascuno dei difetti di cui è stata ipotizzata la presenza, dimensioni massime accettabili (o “critiche”), oltre le quali il difetto stesso può determinare la rottura fragile del componente. I risultati devono quindi essere considerati in relazione alle tecniche impiegate per il controllo non distruttivo: l’esito della valutazione viene ritenuto positivo se le dimensioni ottenute garantiscono la possibilità di individuare il difetto con probabilità soddisfacente. Per la valutazione sono state adottate le prescrizioni in Figura 6 – Calcolo delle dimensioni critiche di un difetto affiorante posizionato in corrispondenza della connessione di scarico del catalizzatore Rivista Italiana della Saldatura - n. 6 - Novembre / Dicembre 2012 775 G. L. Cosso e R. Grandicelli - Valutazione della “Minimum Pressurizing Temperature” (MPT) per reattori di elevato spessore... [3] (Chapter 7 “Assessment for fracture resistance”), utilizzando, in particolare, la procedura di Livello 2. Per considerare adeguatamente gli effetti di concentrazione di tensione è stato preso in esame un componente (la connessione di scarico del catalizzatore, Figura 6) che costituisce una singolarità geometrica particolarmente severa, effettuandone l’analisi strutturale numerica ad elementi finiti. Nel calcolo delle sollecitazioni sono state incluse le tensioni di natura termica, determinate dalla distribuzione non uniforme della temperatura durante l’avviamento (ipotizzando un gradiente non superiore a 40 °C/h). La valutazione è stata condotta prendendo in esame quattro differenti coppie di valori pressione – temperatura, dedotte dalla relazione tra pressione massima e temperatura durante l’avviamento, (Fig. 5). Per ciascun valore di temperatura è stata considerata la tenacità del materiale corrispondente, dedotta dalla Figura 2. In tutti i casi esaminati le dimensioni critiche di eventuali difetti bidimensionali ottenute dalla valutazione garantiscono un’adeguata probabilità di rilevazione dei difetti stessi, mediante le tecniche di controllo non distruttivo (esame magnetoscopico ed esame ultrasonoro) di norma impiegate nella fabbricazione delle apparecchiature in esame. Nella Figura 6 sono in particolare riportate le dimensioni critiche, calcolate in corrispondenza di un valore di temperatura pari a 10 °C, di un difetto affiorante in superficie. 7. Conclusioni Nel presente lavoro è stata discussa una possibile procedura per la determinazione della “Minimum Pressurizing Temperature” (MPT) e della relazione tra pressione massima e temperatura durante l’avviamento, per la conduzione di apparecchiature costituite da componenti di elevato spessore, realizzate con l’impiego di acciai bassolegati al Cr-Mo ed esercite in condizioni di “hydrogen charging”. La definizione di queste prescrizioni è necessaria per limitare adeguatamente il rischio di rottura fragile, considerando gli effetti di degrado della tenacità determinati dalla diffusione di idrogeno e dall’esposizione prolungata ad elevata temperatura (temper embrittlement). Nella descrizione della procedura sono stati evidenziati i riferimenti normativi, tratti dai principali codici per la progettazione, la fabbricazione e l’esercizio di apparecchiature in pressione, che è possibile adottare per la valutazione. Una verifica dell’attendibilità della procedura proposta è stata condotta con l’adozione dei principi della Meccanica della Frattura, calcolando le dimensioni critiche di eventuali difetti bidimensionali: i risultati ottenuti sono congruenti con le prescrizioni indicate per la fase di avviamento, dal momento che garantiscono una adeguata probabilità di rilevazione dei difetti stessi con le tecniche di controllo non distruttivo di norma adottate durante la fabbricazione delle apparecchiature. %LEOLRJUDÀD [1] ASME Boiler & Pressure Vessel Code, Sec. VIII “Rules for Construction of Pressure Vessels”, Division 2 “Alternative Rules”. [2] API 579-1/ASME FFS-1 “Fitness For Service”. [3] BS 7910 “Guide to methods for assessing the acceptability of flaws in metallic structures”. [4] P. Bourges, C. Chauvy, L. Coudreuse, S. Pillot, “Effect of aging and hydrogen on fracture mechanics and CVN properties of 2.25Cr – 1Mo steel grades – Application to MPT Issues”, NACE Conference “Corrosion 2009”, Paper no. 09341. [5] ASTM A370 “Standard Test Methods and Definitions for Mechanical Testing of Steel Products”. Gian Luigi COSSO, laureato in Ingegneria Civile presso l’Università di Genova nel 1999. Funzionario dell’Istituto Italiano della Saldatura dal 2000; attualmente Responsabile dell’Area Calcolo e Progettazione della Divisione Ingegneria di IIS Service. Roberto GRANDICELLI, funzionario dell’Istituto Italiano della Saldatura dal 2005; inizialmente occupato in attività di certificazione PED per la Divisione Certificazione, dal 2009 lavora nell’Area Calcolo e Progettazione della Divisione Ingegneria di IIS Service. 776 Rivista Italiana della Saldatura - n. 6 - Novembre / Dicembre 2012 Sistemi orbitali per tubi taglio + smusso + saldatura. > Una unica soluzione completa. saldatura: SERIE ORBIWELD TP AVC/OSC taglio e smusso: Saldatrici orbitali a testa aperta di nuova generazione. Lavorazioni con filo freddo e complete di controllo tensione d‘arco (AVC) e pendolamento (OSC). SERIE GF La nuova Serie GF fissa i punti di riferimento per le taglia tubi orbitali! 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Questo articolo presenta brevemente lo stato dell’arte e illustra le prospettive future con riferimento alle principali tecnologie che sono alla base dei nuovi sviluppi dell’automazione dei processi saldati. Robotics and automation for the welding have been devel(°) Memoria presentata al Convegno IIS: “ Robotica ed automazione dei processi in saldatura: quali alternative ai processi convenzionali? Milano, 27 Novembre 2012. * Università degli Studi di Genova, Genova. oped in several applications throughout the world. In recent statistical data concerning installed robots worldwide the 30% are used in welding; the proportion is 27% in Europe and 19% in Italy. However, from some point of view we can say that these systems have reached a certain level of maturity, but in this difficult area, flexible automation and artificial intelligence objectives are far and for their satisfaction a considerable effort in interdisciplinary research and implementation is required. This paper presents the state of the art and outlines future prospects for the main technologies on the basis of developments in welding automation. IIW Thesaurus Keywords: Artificial intelligence; automatic control; commercial information; development; fusion welding; future; process equipment; robots; synergic control. Rivista Italiana della Saldatura - n. 6 - Novembre / Dicembre 2012 779 50ROÀQR5RERWLFDHGDXWRPD]LRQHGHLSURFHVVLVDOGDWLWUDJXDUGLDFTXLVLWLHSURVSHWWLYHIXWXUH 1. Introduzione L’articolo ha l’obiettivo di esplorare soluzioni di robotica ed automazione dei processi di saldatura con un particolare riferimento allo stato dell’arte attuale e alle prospettive future. L’argomento è importante e riflette attuali necessità dell’industria manifatturiera che si trova di fronte a produzioni diversificate in un mercato volubile per cui gli attributi di flessibilità ed adattabilità dei processi sono irrinunciabili insieme alla soddisfazione del cliente in termini di tempo di risposta e qualità dei prodotti. Per migliorare processi complessi come quello in esame si possono intraprendere differenti indirizzi, focalizzati su specifici aspetti. E’ ciò che avviene nell’automazione dei processi saldati. In questo articolo si prendono in esame solo alcuni degli aspetti su cui ricercatori accademici ed industriali stanno lavorando. In particolare sono stati scelti, per la portata innovativa e per l’interesse applicativo le architetture robotiche, le attrezzature di supporto, integrazione e sinergie di lavoro e la sensoristica. 2. Architetture robotiche La saldatura richiede architetture robotiche agili e ad elevata mobilità, con adeguati sbracci, capaci di lavorare in spazi difficili da raggiungere e talvolta in aree confinate in cui il terminale di lavoro deve operare con assegnato orientamento. Per queste ragioni le architetture cinematiche più diffuse in saldatura sono quelle antropomorfe a mobilità completa o ridondante. Oggi la tendenza è verso soluzioni con maggiore destrezza, con robot più snelli e privi di cavi esterni, capaci di coordinare le loro operazioni su uno spazio anche parzialmente condiviso e di cooperare con attrezzature di supporto delle parti come se fossero assi aggiuntivi del sistema robotico. La cooperazione con l’uomo è un nuovo traguardo nel settore della robotica che influenzerà gli sviluppi futuri anche nel campo della saldatura. In effetti le nuove tecnologie permettono di sviluppare robot sicuri in grado di collaborare e lavorare fianco a fianco con l’uomo. In seguito vengono brevemente descritte alcune recenti applicazioni di architetture robotiche strumentali all’automazione di processi saldati. FSW è un moderno processo di saldatura ampiamente utilizzato in molte industrie ma con applicazioni limitate a semplici geometrie come linee rette e circolari dei giunti e principalmente su parti in alluminio. L’operazione è eseguita da macchine rigide che eseguono eccellenti saldature ma limitate in termini di flessibilità. Molti ricercatori stanno studiando modalità di implementazione del processo FSW su robot industriali che permettono l’esecuzione di traiettorie tridimensionali e che migliorerebbero la flessibilità del sistema. I problemi nascono dalla scarsa rigidezza dei robot e dalle altissime forze richieste dal processo. Questi problemi sono oggi affrontati in modi differenti con l’intento di rendere fattibile e efficiente l’uso di robot per FSW. Jeroen De Backer [DeB 2012] propone di limitare l’influenza delle deflessioni del robot misurando le deviazioni della traiettoria e compensandole in tempo reale. La deviazione dal giunto è ricavata da immagini acquisite da un microscopio calibrato (Fig. 1) e i legami tra la deviazione ed i parametri del processo misurati sono ricostruiti ed utilizzati nel sistema di controllo. In particolare un modello lineare approssimato dell’influenza della forza laterale sulla deviazione della traiettoria è utilizzato per predire future deviazioni che sono quindi inviate al sistema di controllo per la compensazione. Verifiche sperimentali su leghe dure di alluminio hanno dimostrato la fattibilità con buona qualità del giunto saldato. Figura 1 - Cella robotica FSR con robot ESAB RosioTM e misura di deviazione su immagine acquisita con microscopio (cortesia ESAB) 780 5LYLVWD,WDOLDQDGHOOD6DOGDWXUDQ1RYHPEUH'LFHPEUH 50ROÀQR5RERWLFDHGDXWRPD]LRQHGHLSURFHVVLVDOGDWLWUDJXDUGLDFTXLVLWLHSURVSHWWLYHIXWXUH Figura 2 - Sistema di saldatura FSW e schema del controllo di forza (cortesia Vanderbilt University) Il processo FSW richiede che l'utensile mantenga una grande forza assiale sulle parti mentre si muove sul percorso di saldatura. L'architettura del robot deve garantire queste funzioni, per esempio con una architettura a cinematica parallela che presenti un'idonea forma dell'ellissoide di forza. Inoltre è necessario dotare il robot di un controllo di forza in grado di compensare la sua mancanza di rigidezza e le singolarità nello spazio di lavoro e di controllare la profondità di immersione a garanzia della qualità di saldatura. Uno studio di riferimento in questo settore è svolto al Welding Automation Laboratory dell'Università di Vanderbilt, Nashville [LSC2011], (Fig. 2). La cantieristica navale è un settore ad elevato impiego di manodopera. Più di 40 migliaia di miliardi di dollari saranno spesi in tutto il mondo in infrastrutture tra il 2010 ed il 2030 e soluzioni robotiche robuste, sicure, sostenibili ed efficienti sono attese [DCD2012]. Una soluzione curiosa e intelligente recentemente in sviluppo al Robotic Technologies of Tennessee (RTT) e finanziata da Small Business Technology Transfer (STTR) è il robot arrampicatore per saldatura proposto per migliorare le tecni- che di automazione per la fabbricazione navale in US dove si pensa che l’automazione dei cantieri navali possa avere importanti ricadute socio-economiche per il paese. Poiché i sistemi robotici tradizionali sono inadeguati a muoversi e a mantenere la continuità della saldatura in ambienti industriali difficili caratterizzati da parti di grandi dimensioni, con spazi di lavoro non piani e sopra testa, i ricercatori propongono l' utilizzo di robot arrampicatori, sviluppati per compiti di ispezione remota nell'industria della produzione di energia, da integrare con dispositivi di saldatura automatizzata. E' previsto, dopo una fase di verifica in laboratorio, la sperimentazione in cantiere per la valutazione delle prestazioni. Le sfide tecnologiche sono l’interazione efficace e sicura con un ambiente dinamico poco strutturato, un sistema sensoriale idoneo a condizioni variabili di manipolazione e navigazione della piattaforma mobile. Si pensa che molti settori manifatturieri potrebbero fruire di soluzioni simili a quella in studio. Nella Figura 3 sono mostrate due piattaforme mobili robotizzate in scala sviluppate al Robotic Technologies of Tennessee (RTT). Figura 3 - Piattaforme mobili per la saldatura robotizzata navale (cortesia RTT) 5LYLVWD,WDOLDQDGHOOD6DOGDWXUDQ1RYHPEUH'LFHPEUH 781 50ROÀQR5RERWLFDHGDXWRPD]LRQHGHLSURFHVVLVDOGDWLWUDJXDUGLDFTXLVLWLHSURVSHWWLYHIXWXUH Figura 4 - Blocchi di nave a doppio scafo. Robot di saldatura: dimensioni, applicazione, componenti (cortesia [DNT2011]) Un gruppo di ricerca accademia-industria coreano ha recentemente proposto una soluzione interessante per la saldatura di navi a doppio scafo. L’ambiente di lavoro all’interno di tali strutture a doppio scafo è difficile e pericoloso per l’angusto spazio, la polvere, la carenza di ventilazione, la scarsa visibilità affidata a lampade installate temporaneamente nel blocco, l’elevata temperatura soprattutto nei periodi estivi. Una forte limitazione è data dalle aperture di accesso di dimensioni limitate che impongono limiti di dimensioni e peso al robot di saldatura; inoltre lamiere e rinforzi presentano spesso irregolarità dovuta al processo di fabbricazione. Il gruppo di ricerca ha costruito un robot a 4 assi di pic- Figura 5 - Diagramma dei passi dell’algoritmo di inseguimento del giunto 782 5LYLVWD,WDOLDQDGHOOD6DOGDWXUDQ1RYHPEUH'LFHPEUH cole dimensioni e peso inferiore ai 15 kg in grado di saldare autonomamente un giunto a V con lamiere accostate con bordi non combacianti, con saldatura di imbastitura eseguita a mano, (Fig. 4). Il robot è dotato di un algoritmo di inseguimento del giunto, pilotato da un sensore laser di spostamento, che viene usato per pianificare la traiettoria di riempimento del giunto. L’algoritmo consiste di 4 passi: rilevamento della sezione trasversale del profilo del giunto, filtraggio Gaussiano dei dati rilevati per migliorarne il contenuto informativo, generazione di punti di riferimento che indicano forma e locazione del giunto e pianificazione della traiettoria per saldatura a più passate, (Fig. 5). 50ROÀQR5RERWLFDHGDXWRPD]LRQHGHLSURFHVVLVDOGDWLWUDJXDUGLDFTXLVLWLHSURVSHWWLYHIXWXUH Figura 6 - Modelli FEM e attrezzo di tenuta ibrido con chiusure meccaniche e ventose magnetiche SGM (Cortesia del progetto FAR DM29107/FIRB RBIP06WJ4W PNR SmartFlex, sistemi di produzione intelligenti, flessibili e riconfigurabili) 3. Attrezzature robotiche Oggi l’industria, soprattutto quella automobilistica, ha molte applicazioni di robot di saldatura ma, di fronte a richieste di produzione sempre più diversificate, trova difficoltà dovute alle attrezzature di supporto delle parti che sono disegnate appositamente per quelle date parti e non hanno capacità di adattarsi a parti differenti. Si può dire che i margini di flessibilità dei robot sono limitati dalla mancanza di flessibilità della cosiddetta peri-robotica. In seguito si illustrano i risultati di due recenti progetti di ricerca su questo tema. La riconfigurabilità dei sistemi di manifattura e giunzione, soprattutto per prodotti complessi come l’automobile, ha assunto importanza critica in un contesto di mercato che richiede la produzione di famiglie di beni su una stessa linea, con riduzione dei tempi di messa a punto e lancio, rapida evoluzione dei prodotti, forte diversificazione e richiesta di maggiori qualità e durata. Questa direzione del mercato forza lo sviluppo di sistemi adattabili/riconfigurabili/cooperanti (attivi e passivi) di bloccaggio e sostegno delle parti in lavorazione, sia rigide, sia flessibili come evoluzione dei sistemi tradizionali di bloccaggio/supporto disegnati per singole parti rigide. La ricerca orientata a sistemi adattabili/riconfigurabili ha riguardato insieme la progettazione meccatronica dei sistemi e lo sviluppo di strumenti per gestire la riconfigurabilità. Un obiettivo comune ai sistemi software di supporto ai sistemi riconfigurabili è la pianificazione delle operazioni di riconfigurazione a partire da librerie di elementi di bloccag- gio/supporto, in base alla caratteristiche della parte da sostenere e a vincoli di processo (cinematici e di forza), limitando il più possibile l’intervento di personale umano. La maggior parte dei sistemi di supporto riconfigurabili è progettata per elementi in parete spessa e rigidi, con poche eccezioni riguardanti oggetti flessibili e in pareti sottili soggetti a deformazione nell’afferraggio/bloccaggio e a difetto di accuratezza al termine dell’assemblaggio. L’adattamento è realizzato utilizzando appoggi regolabili meccanicamente e pneumaticamente, aghi mobili, blocchi mobili, morse; è stato anche proposto l’uso del cambiamento di fase di materiali per generare superfici di appoggio adattabili. I sistemi riconfigurabili evolvono oggi in sistemi di bloccaggio/supporto intelligenti che associano intelligenza nel controllo/adattamento e sensorizzazione per monitorare il corretto svolgimento del processo di giunzione ad una architettura meccanica flessibile e modulare. In parallelo allo sviluppo di sistemi statici (attivi/passivi, aggiustabili/modulari/riconfigurabili), la necessità di flessibilità e adattabilità spinge allo sviluppo di sistemi cooperanti col processo di assemblaggio: sistemi automatici e robot ad uno o più gradi di libertà che muovano le parti in lavorazione in coordinamento con il sistema che effettua le lavorazioni/ assemblaggio. Linee di ricerca aperte riguardano i sistemi di supporto collaboranti intelligenti e robotizzati (Molfino, 2005). Il lavoro coinvolge le architetture, il controllo e gli strumenti di pianificazione delle operazioni di riconfigurazione, la integrazione di attuazione (smart, SMA, ecc.) e sensori, la distribuzione e il tipo di gradi di libertà fra supporto e macchine di processo, il raggiungimento di sufficienti accuratezza e rigidezza, la possibilità di autoriconfigurazione. Su queste linee hanno lavorato i partners del progetto nazionale FIRB FAR SmartFlex. Uno dei risultati è illustrato nella Figura 6 e riguarda l’uso di bloccaggi magnetici in attrezzature flessibili da usare in saldatura. Il progetto AUTORECON finanziato dalla Commissione Europea riguarda lo sviluppo di una pinza riconfigurabile per il supporto di parti durante la saldatura robotica nel settore automobilistico. La pinza oltre a un buon grado di riconfigurabilità deve essere sufficientemente rigida per tenere le parti in tolleranza geometrica. E’ stato trovato un buon compromesso tra gradi di libertà attivi per una riconfigurazione in tempo reale e gradi di libertà passivi da bloccare manualmente a garanzia della rigidezza richiesta. Nella Figura 7 è riportato uno schema generale del sistema robotico di saldatura che sarà sviluppato, realizzato e provato in un’industria automobilistica. 4. Integrazione e sinergie L’automazione dei processi di saldatura si è dimostrata fattibile ed ha raggiunto un buon livello di maturità ma ci sono ampli margini di miglioramento verso la qualità dei prodotti saldati e la maggiore flessibilità ed adattatività degli impianti. 5LYLVWD,WDOLDQDGHOOD6DOGDWXUDQ1RYHPEUH'LFHPEUH 783 50ROÀQR5RERWLFDHGDXWRPD]LRQHGHLSURFHVVLVDOGDWLWUDJXDUGLDFTXLVLWLHSURVSHWWLYHIXWXUH Figura 7 - Schema del sistema iper-flessibile di saldatura per industria automobilistica. Il robot porta una pinza riconfigurabile per la presa e sostegno dei pezzi durante la saldatura. La pinza può essere scambiata tra i robot in caso di necessità. (cortesia AUTORECON) Le proposte riguardano: maggiore integrazione del controllo robot e controllo di processo; celle di saldatura Plug & Play; cooperazione uomo robot. I robot di saldatura sono molto diffusi nell’industria [Peres, 2006], tuttavia l’automazione completa del processo non è sempre possibile data la complessità e la varietà dei compiti di saldatura. L’operatore umano è spesso ancora attore indispensabile del processo, soprattutto per produzioni in volumi limitati dove si preferiscono capacità di saldatura adattativa e flessibile che possano far fronte in tempi brevi a varianti di produzione. In queste circostanze l’uomo gioca un ruolo indiscusso ma saldatori esperti iniziano a scarseggiare e le loro prestazioni sono ad alto costo. Inoltre nell’industria aumentano le richieste di saldatura di differenti tipologie: arco, laser, attrito etc., che, spesso, non sono tutte di competenza di un solo saldatore. Queste considerazioni hanno portato alcuni ricercatori a proporre robot assistenti Figura 8 - Schema di controllo di impedenza (cortesia Università di Delft) 784 5LYLVWD,WDOLDQDGHOOD6DOGDWXUDQ1RYHPEUH'LFHPEUH per operatori manuali. All’Università di Delft è stato sviluppato un robot che interagisce fisicamente con l’operatore per eliminare le vibrazioni della torcia durante la saldatura eseguita da saldatori alle prime esperienze (novelli). La torcia è attaccata all’estremità (TCP) di un robot aptico e uomo e robot conducono insieme la torcia. L’uomo controlla direzione e velocità ed il robot ha il compito di eliminare movimenti bruschi ed improvvisi. Viene usato un sistema di controllo ad impedenza variabile per facilitare la manipolazione della torcia durante le fasi di lavoro e di trasferimento, vedi schema di Figura 8. Il sistema è stato sperimentato da 3 uomini e 2 donne senza esperienza in saldatura. In figura 9 sono presentati alcuni risultati ottenuti. Un recente progetto su questo tema è stato finanziato in Germania dal Federal Ministry of Economy and Technology (BMWi): RORAROB assistente robotico per la saldatura di costruzioni tubolari e assemblaggio di strutture. Il settore industriale interessato e coinvolto è formato da imprese di media dimensione e caratterizzato da pochi prodotti dello stesso tipo, da scarso supporto tecnico ed elevato impegno di manodopera. Viene proposto un sistema multi-robot che ha il compito di assistere le maestranze di produzione eseguendo alcuni passi operativi in parallelo realizzando così i prodotti più velocemente, più accuratamente ed economicamente. La fruttuosa collaborazione uomo robot è resa possibile dalle nuove potenziate funzioni di sicurezza dei robot associate agli sviluppi tecnici della sensoristica. Il sistema prevede l’uso di due robot per il supporto delle parti da saldare, come indicato nella Figura 10, ma introduce 50ROÀQR5RERWLFDHGDXWRPD]LRQHGHLSURFHVVLVDOGDWLWUDJXDUGLDFTXLVLWLHSURVSHWWLYHIXWXUH Figura 9 - Saldatura di operatore inesperto assistita dal robot (sopra) e saldatura senza il robot (sotto) Figura 10 - Schema del sistema RORAROB (cortesia IRPA) anche la possibilità di affidare ad un terzo robot l’esecuzione della saldatura. Nell’ambito del progetto viene sviluppata una nuova ergonomica interfaccia operatore per cui la collaborazione potrà avvenire in modo naturale ed intuitivo. Il controllo della posizione e l’adattamento dei parametri del moto sono affidati all’uso di appropriati sensori: un sistema di misura ottico rileva le coordinate dei robot e delle parti manipolate; un sensore di forza e coppia rileva le forze esercitate durante il processo. 5. Sensoristica Ai processi di saldatura robotizzati si chiede oggi maggiore intelligenza e capacità adattative che devono essere basate sulla conoscenza. Oltre alla conoscenza “a priori” codificata in leggi della fisica, chimica e metallurgia, è necessaria una conoscenza “a posteriori”, acquisita direttamente sul campo attraverso idonei sensori. Brevemente si ricordano le varie tipologie di sensori utilizzati nell’industria e quindi si descrivono alcune nuove applicazioni che potrebbero migliorare la qualità dei processi continui di saldatura astraendo da particolari richieste di accuratezza di taglio e preparazione delle parti da saldare. Per la saldatura automatizzata è necessario disporre di sistemi di rilevamento del giunto che permettano di pianificare la traiettoria in tempo reale lungo la linea di giunto. Molti studi sono stati condotti su sistemi di inseguimento del giunto che, negli ultimi decenni, hanno portato allo sviluppo di nuovi sensori. Una recente revisione della letteratura sui sensori di inseguimento del giunto per robot di saldatura è stata svolta da ricercatori dell’Università di Cranfield che distinguono, in base al principio fisico di funzionamento: sensori tattili, sensori ottici, sensori laser, sensori d’arco, sensori elettromagnetici e sensori ad ultrasuoni. Sul mercato sono disponibili sensori delle varie tipologie ma la scelta di un particolare tipo di sensore dipende dall’applicazione, dalla geometria di giunto, dalle tolleranze delle parti e dal tipo di processo di saldatura adottato. Prima di descrivere alcuni casi applicativi recenti, si introducono brevemente le differenti tipologie di sensori. Sensori tattili sono costituiti da una sonda che striscia sul cianfrino e rileva la deflessione della torcia dalla corretta posizione. Il contatto meccanico richiede differenti sonde per differenti forme del cianfrino. Questi sensori meccanici sono molto semplici ed economici e per questo sono molto utilizzati. Tuttavia sono applicabili solo a saldature con cianfrino in prima passata rettilinea o in giunti a T. 5LYLVWD,WDOLDQDGHOOD6DOGDWXUDQ1RYHPEUH'LFHPEUH 785 50ROÀQR5RERWLFDHGDXWRPD]LRQHGHLSURFHVVLVDOGDWLWUDJXDUGLDFTXLVLWLHSURVSHWWLYHIXWXUH Figura 11 - MotoEye installato su un robot di saldatura: dettaglio del sensore e robot (cortesia Motoman) Inoltre si deve tener conto che le sonde si deformano e si consumano. Questa categoria di sensori non è adatta a saldature ad alta velocità. I sensori elettromagnetici si basano sul principio dell’induzione magnetica: una corrente ad alta frequenza sul primario induce un potenziale sull’avvolgimento secondario. Un disallineamento della parte crea asimmetria del campo magnetico ed una differenza di potenziale sull’avvolgimento che viene rilevata dal sensore. Questi sensori sono utili per esempio per saldature di testa e a T ma non sono flessibili e sono sensibili ad interferenze elettromagnetiche con l’arco e all’accuratezza di giunzione. Nell’ultimo decennio sono stati sviluppati differenti tipologie di sensori ottici per rilevare la posizione della torcia, la forma del cianfrino, la penetrazione nel bagno di saldatura. Figura 12 - Testa laser con laser di misura laterali (cortesia Sanko Steel, Okkaido University) 786 5LYLVWD,WDOLDQDGHOOD6DOGDWXUDQ1RYHPEUH'LFHPEUH Si hanno sensori foto-elettronici, sensori laser, telecamere CCD. In genere questi sensori hanno elevata accuratezza e ripetibilità. Gli svantaggi sono i costi di hw, oggi in riduzione) e sw, i possibili errori dovuti alla distanza a cui operano rispetto alle grandezze da rilevare e la limitata accessibilità. Ad oggi questi sensori sono poco utilizzati nell’industria. Da più di 30 anni si utilizzano sensori d’arco per l’inseguimento del giunto. Essi rilevano le variazioni della corrente di saldatura durante le oscillazioni lungo il cianfrino. Questi sensori hanno il vantaggio di non dover essere montati sul sistema, di eseguire il rilevamento direttamente sulla torcia, buona accessibilità e resistenza, basso costo. Sensori ad ultrasuoni utilizzano un trasmettitore ed un ricevitore: il cianfrino viene rilevato esplorandone la superficie di fronte alla torcia e l’ampiezza delle onde ricevute viene elaborata ed inviata al sistema di controllo del moto. L’inseguimento della traiettoria asservito a questi sensori si è dimostrato robusto ed efficace. Moduli software di elaborazione dei dati sono stati sviluppati per estrarre dalla massa dei dati rilevati dai sensori informazioni utili per il controllo del processo di saldatura e di manipolazione della torcia. Si tratta di moduli di filtraggio da rumore e da componenti non significative nonché moduli di predizione per la pianificazione in tempo reale, tenuto conto della dinamica del robot. Nella Figura 11 si vede un robot equipaggiato con il sensore laser MotoEye che utilizza il nuovo software MotoEye™ SF di inseguimento della traiettoria del giunto, presentato sul mercato da Yaskawa Motoman nel Novembre 2011. Il modulo dà informazioni sull’offset e la geometria del giunto. Queste informazioni sono usate per adattare la traiettoria ed i parametri di saldatura a parti differenti e con diverse locazioni. Questo sistema permette anche di saldare parti che sono supportate da attrezzature in movimento con buoni risultati in termini di tempo e qualità dell’operazione di saldatura. La saldatura laser richiede un accurato allineamento lungo la linea di giunto. Ricercatori dell’Università giapponese Okkaido, in stretta collaborazione con l’industria [MMK 2011], hanno proposto e realizzato un sistema di misura della posizione e giacitura delle parti da saldare per la guida del moto del robot di saldatura. Questo sistema è stato integrato in una nuova testa di saldatura laser rappresentata nella Figura 12. La linea di saldatura non è evidenziata da un tratto luminoso come avviene sul giunto saldato per cui si è ricorso ad una misura indiretta basata sul cambiamento locale sulle immagini rilevate dai laser di misura, posti lateralmente al laser di saldatura. Questo metodo si è dimostrato robusto ed affidabile. Una particolare applicazione di sensori in saldatura è il rilevamento della forma di parti da saldare non accurate. L’acquisizione è fatta con un nuovo sensore 3D e le informazioni sono inviate ad uno scanner laser per la pianificazione delle traiettorie. Lo schema è riportato nella Figura 13. 50ROÀQR5RERWLFDHGDXWRPD]LRQHGHLSURFHVVLVDOGDWLWUDJXDUGLDFTXLVLWLHSURVSHWWLYHIXWXUH Figura 13 - Schema di cella di saldatura con robot equipaggiato con un simbolico scanner laser fissato al TCP (Tool Center Point) e telecamera fissa su una attrezzatura a 2 gradi di libertà di rotazione che sostiene un ipotetico pezzo. Lo scenario in realtà virtuale fa parte dell’interfaccia con l’operatore 6. Conclusioni Molti sono i robot di saldatura impiegati nell’industria e si prevede che il numero cresca nel prossimo futuro. Se, da un lato, si può dire che si tratti di un prodotto matu- ro, è indubbio che tutta una serie di migliorie è attesa per una maggiore diffusione nei moderni comparti manifatturieri dove l’automazione flessibile è risorsa indispensabile per la competitività. Questi miglioramenti riguardano differenti aspetti, dalle architetture strumentali, orientate ad applicazioni speciali, all’integrazione stretta processo e movimentazione del terminale di saldatura, alla cooperazione robot-robot e robot-uomo, allo sviluppo di nuovi sistemi percettivi. L’articolo presenta, accanto a soluzioni tradizionali industriali, alcune soluzioni allo studio e/o sperimentate in laboratorio da ricercatori accademici, spesso in collaborazione e su indicazione di industrie utilizzatrici che hanno riscontrato l’urgenza di una soluzione ai propri problemi di saldatura. %LEOLRJUDÀD [1] Control of Robotic Friction Stir Welding, Journal of Manufacturing Science and Engineering, 2011, Vol. 133, n. 3, 031008.1-031008.11. [2] Molfino R., Robotica: da rigidi e ripetitivi ad agili e flessibili. Soluzioni di Assemblaggio, n. 2, Ottobre 2005, pp. 96-101. [3] Pires J. N., Welding robots: technology, systems issues and applications, Springer-Verlag London Limited; 2006. [4] Mustafa Suphi Erden, Bobby Maric, Assisting manual welding with robot, Robotics and Computer-Integrated Manufacturing 27 (2011), 818-828. [5] Jeroen De Backer, Robotic Friction Stir Welding for Flexible Production, Lund University, Media-Tryck, Lund, 2012. [6] Jeroen De Backer, Mikael Soron, Torbjörn Ilar, Anna-Karin Christiansson, Friction Stir Welding with Robot for Light Weight Vehicle Design, Key-note presentation at the FSW Symposium in Timmendorfer Strand, Germany, May 2010. [7] Akihiko Matsushita, Takafumi Morishita, Shun’ichi Kaneko, Hitoshi Ohfuji, Kaoru Fukuda, Image Detection of Seam Line for Laser Welding Robot, Journal of Robotics and Mechatronics, Vol. 23 n. 6, 2011. [8] Doyoung Chang, Donghoon Son, Jungwoo Lee, Donghu Lee, Tae-wan Kim, Kyu-Yeul Lee, Jongwon Kim, A new seam-tracking algorithm through characteristic-point detection for a portable welding robot, Robotics and Computer-Integrated Manufacturing 28 (2012) 1-13. Rezia MOLFINO, Professore di Meccanica dei Robot, Robotica e Automazione, Flexible Automation, Robot Programming Methods, Mechanical Design Methods in Robotics, Industrial and Service Robotics and MEMS Design all’Universita di Genova. Tutore di numerose tesi in Ingegneria Meccanica, Robotics Engineering ed EMARO (European Master in Advanced Robotics) nonchè supervisore di tesi di dottorato. E’ coordinatore di IMRob, Master Internazionale di Robotica e promotore del progetto EMARO in Italia. Presidente della SIRI (Associazione Italiana di Robotica e Automazione) e Coordinatore italiano in IFR (International Federation of Robotics). È autore e coautore di circa 270 articoli presentati a riviste e convegni internazionali e nazionali su temi di robotica ed automazione intelligente ed è editore di “Parallel Kinematic Machines” e “Intelligent Manipulation and Grasping”. È stata invitata a tenere relazioni come key speaker in differenti occasioni. È nominata come revisore di articoli da parte di importanti riviste internazionali e come revisore di progetti di ricerca da parte della Commissione Europea, del MIUR e di Ministeri della Ricerca di diversi Paesi (Spagna, Slovacchia, Svezia...). È coordinatore e partner di progetti di ricerca nazionali ed internazionali. Principali argomenti di ricerca: dinamica e controllo del moto di sistemi meccatronici; progettazione di robot orientata all’applicazione, modellazione e simulazione cinematica e dinamica, manipolazione intelligente, robotica estrema, robotica chirurgica, robotica per la sicurezza, micro robotica. E detentore di una ventina di brevetti su dispositivi e sistemi robotici. 5LYLVWD,WDOLDQDGHOOD6DOGDWXUDQ1RYHPEUH'LFHPEUH 787 COMPETENCE IN FILLER METALS Dai pipelines alle centrali elettriche, dalle strutture saldate agli impianti di estrazione di gas e petrolio, alle raffinerie: ogni progetto impone requisiti specifici e differenti per i materiali di saldatura impiegati. Böhler Welding Group con i suoi 6 importanti marchi di prodotto, ha la soluzione ideale per ogni situazione. Per tutti i casi di richieste particolarmente esigenti, potete affidarvi a noi per QUALITA’, AFFIDABILITA’ E TEMPI DI CONSEGNA. Böhler Welding Group Italia | Tel: 02 39017.1 | mail : [email protected] | www.btw.it www.boehlerweldinggroup.com Nuove soluzioni di monitoraggio di processo nella saldatura laser LQÀEUDGLOHJKHGLWLWDQLR(°) D. Colombo * B. Previtali * Sommario / Summary L’articolo presenta una nuova soluzione per il monitoraggio del processo di saldatura laser di leghe di titanio con sorgenti laser in fibra. Tale soluzione prende il nome di TOCM – Through Optical Combiner Monitoring essendo il monitoraggio possibile direttamente dal combiner ottico presente all’interno delle sorgenti laser in fibra. A seguito di una prima parte in cui si presentano gli aspetti principali di tale nuova architettura di monitoraggio, l’attenzione è posta successivamente all’applicazione di tale soluzione alla saldatura lap-joint di lamiere di Ti6Al4V dello spessore di 2 mm. La tecnica di analisi del segnale fotorivelato permette non solo l’identificazione di condizioni di processo fuori controllo, bensì di identificare anche le cause stesse del fuori controllo, fornendone un’interpretazione fenomenologica. (°) Memoria presentata alle Giornate Nazionali di Saldatura 6, Workshop: “Diagnostica e Prove non Distruttive”, Genova, 26-27 Maggio 2011 * SITEC - Laboratorio per le Applicazioni Laser, Dipartimento di Meccanica - Politecnico di Milano The paper deals with the development of a new monitoring solution to be used in fiber laser welding of titanium alloys. Being based on the monitoring of the optical emission from the welding process directly from inside the optical combiner of the fiber laser source, the solution is called Through Optical Combiner Monitoring – TOCM. In the first part of the paper attention will be focused on the presentation of the proposed monitoring solution, while in the second part TOCM of a lap-joint welding configuration on Ti6Al4V plates will be performer and discussed. IIW Thesaurus Keywords: Development; electromagnetic fields; fibre lasers; lap joints; laser welding; monitoring systems; radiation; titanium alloys. Rivista Italiana della Saldatura - n. 6 - Novembre / Dicembre 2012 789 '&RORPERH%3UHYLWDOL1XRYHVROX]LRQLGLPRQLWRUDJJLRGLSURFHVVRQHOODVDOGDWXUDODVHULQÀEUDGLOHJKHGLWLWDQLR 1. Introduzione Grazie alle ottime proprietà meccaniche ed all’elevata resistenza alla corrosione, le leghe di titanio stanno soppiantando le leghe di alluminio in molte applicazioni del settore aeronautico. Tuttavia, a causa di una più difficile lavorabilità alle macchine utensili, che comporta uno svantaggioso flyto-buy ratio, la progettazione di parti complesse prevede la loro realizzazione mediante giunzione, spesso con tecniche di saldatura, di sotto parti geometricamente più semplici che richiedono cicli di asportazione di materiale meno onerosi. Tra le tecnologie di saldatura, una scelta oggi molto diffusa prevede l’adozione del processo di saldatura laser mediante l’impiego di sorgenti laser in fibra in cui l’elevata densità di energia del fascio è in grado di garantire l’esecuzione di giunti simili a quelli ottenuti con tecnologia a fascio elettronico [1,2]. In tale settore, gli attributi di qualità del prodotto della saldatura devono sottostare a stringenti vincoli dettati dalle normative vigenti [3-5] e tali da garantire la resistenza del giunto saldato durante tutto il ciclo di carico al quale il componente saldato è sottoposto durante la propria vita utile. I difetti tipici che possono incorrere durante la realizzazione di un giunto saldato sono ad esempio una ridotta profondità di penetrazione del giunto saldato, lo sviluppo di porosità o cricche e l’ossidazione superficiale con formazione di ossido di titanio all’interno del cordone, comportando una maggior fragilità del giunto [6,7]. Non solo una mancata ottimizzazione del processo di saldatura può facilmente portare allo sviluppo dei difetti appena elencati, ma anche la presenza di fattori di processo di disturbo e non controllabili può aumentare la variabilità naturale del processo portando allo sviluppo di difetti indesiderati durante l’esecuzione della saldatura. In tali condizioni è prassi comune effettuare un monitoraggio del processo, sia con lo scopo di favorire una miglior comprensione del fenomeno fisico durante la fase di ottimizzazione del processo, sia in ottica di monitoraggio e controllo della qualità durante la successiva fase di produzione. Il monitoraggio di processo in saldatura laser può essere perseguito con differenti approcci, in funzione del tipo e della numerosità di grandezze fisiche acquisite e trasdotte dal processo [8]. Tra le varie tecniche, la più diffusa è certamente la trasduzione e l’analisi della radiazione elettro-magnetica emessa dal processo di saldatura, eseguita sia mediante analisi risolta nel dominio delle lunghezze d’onda (mediante spettroscopia) sia risolta nel dominio del tempo [9-12] o nel dominio combinato tempo-frequenza [13] (mediante impiego di fotodiodi). La misura di tali segnali prevede il posizionamento di fotorivelatori in posizioni in cui sia possibile acquisire la radiazione proveniente dal processo di saldatura. Un approccio tradizionale prevede il posizionamento di trasduttori in zone prossime al processo di saldatura. Tale configurazione di monitoraggio, seppur di facile implementazione, non permette un’architettura di monitoraggio in cui è garantita la coassialità tra il canale di plasma che si genera nel materiale 790 Rivista Italiana della Saldatura - n. 6 - Novembre / Dicembre 2012 durante la saldatura laser e la linea di vista del dispositivo di misura, rendendo di difficile identificazione la presenza di difetti in prossimità della radice del cordone di saldatura. Di contro, un’architettura di monitoraggio coassiale è permessa qualora il dispositivo di monitoraggio venisse inserito all’interno della catena ottica di focalizzazione del fascio laser, richiedendo tuttavia una modifica alla testa di focalizzazione stessa. In relazione a tale contesto operativo, nell’articolo si presenterà una nuova strategia di diagnosi e monitoraggio della saldatura basata sull’analisi della radiazione elettromagnetica emessa dal processo ed acquisita secondo una nuova architettura di monitoraggio. Aspetto innovativo della soluzione proposta è infatti la possibilità di fotorivelare la radiazione emessa dalla saldatura direttamente all’interno del combiner ottico della sorgente. Vantaggi di tale soluzione, indicata con l’acronimo inglese T.O.C.M. (Through Optical Combiner Monitoring) sono la coassialità della catena ottica di misura con quella di trasmissione del fascio, l’indipendenza del segnale foto rivelato dalla direzione di saldatura e l’assenza di masse e volumi aggiuntivi sulla testa di saldatura, generalmente impiegati in dispositivi di monitoraggio tradizionale. Nella prima parte dell’articolo si presenterà l’architettura di tale nuova strategia di monitoraggio, riponendo l’attenzione soprattutto sulla descrizione della componentistica elettro-ottica e meccanica costituente la soluzione, evidenziandone i vantaggi rispetto a soluzioni fuori-asse più tradizionali. Successivamente si presenteranno i risultati dell’applicazione del monitoraggio secondo architettura T.O.C. in un caso di saldatura di lastre in lega di titanio Ti6Al4V, permettendo di identificare condizioni di processo fuori controllo durante l’esecuzione della saldatura, garantendone inoltre una spiegazione di tipo fisico. 2. L’architettura di monitoraggio T.O.C. Con riferimento allo schema illustrato nella Figura 1, il combiner ottico è un componente interno alla sorgente laser che ha lo scopo di sommare i fasci provenienti dai singoli moduli di potenza costituenti la sorgente e convogliare il fascio risultante verso la fibra ottica di trasporto del fascio laser, preservandone la qualità. Le attuali sorgenti laser in fibra multi kilowatt presentano combiner ottici in cui è possibile implementare differenti singoli moduli di potenza per futuri upgrade alla potenza laser complessivamente disponibile al sistema, grazie alla presenza di diverse fibre ottiche in ingresso al combiner stesso. L’elevata numerosità di tali fibre ottiche fa si che non tutte siano impiegate per convogliare il fascio laser proveniente dai moduli restando di fatto inutilizzate. L’idea alla base dell’architettura di monitoraggio proposta prevede di collegare a tali fibre ottiche dei fotorivelatori (siano essi spettroscopi o fotodiodi) al fine di effettuare il monitoraggio della saldatura laser. Infatti, la radiazione elettromagnetica emessa dal processo di saldatura compie a ritroso il percorso di focalizzazione e trasporto del fascio laser, raggiungendo il combiner e quindi il fotorivelatore ad '&RORPERH%3UHYLWDOL1XRYHVROX]LRQLGLPRQLWRUDJJLRGLSURFHVVRQHOODVDOGDWXUDODVHULQÀEUDGLOHJKHGLWLWDQLR esso collegato. Tale architettura di monitoraggio dal combiner ottico è stata sviluppata presso il SITEC – Laboratorio per le Applicazioni Laser del Politecnico di Milano – in collaborazione con IPG Photonics (Italy) ed è indicata con il nome TOC (acronimo di Through Optical Combiner). Tra i principali vantaggi di tale soluzione si ricordano la coassialità della catena ottica di misura con quella di trasmissione del fascio, l’indipendenza del segnale foto rivelato dalla direzione di saldatura, l’assenza di masse e volumi aggiuntivi sulla testa di saldatura, generalmente impiegati in dispositivi di monitoraggio tradizionale e la semplice integrazione di tale architettura di monitoraggio in sistemi laser per processi di saldatura remoti [14]. 3. Confronto con le architetture di monitoraggio tradizionali La principale differenza tra le architetture di monitoraggio tradizionali precedentemente discusse e quella TOC risiede nella più complessa catena ottica di fotorivelazione presente in quest’ultima soluzione in cui la radiazione laser osservata attraversa una maggior quantità di superfici trasmissive (vetri, lenti, fibre ottiche). Le diverse proprietà di trasmissione ottica delle superfici attraversate comporta un’attenuazione del segnale acquisito che varia in funzione della lunghezza d’onda dell’onda elettromagnetica emessa dal processo di saldatura. Tale condizione si ripercuote quindi in una differente morfologia dello spettro di emissione acquisito ed utilizzato per il monitoraggio del processo. Un confronto è possibile effettuando misure dello spettro di emissione sia con architettura di monitoraggio tradizionale che con l’ar- TABELLA 1 - Parametri di saldatura utilizzati per l’esecuzione del cordone di saldatura utilizzato per il confronto tra l’architettura di monitoraggio TOC e quella tradizionale Parametri laser Qualità del fascio M2 Potenza laser Velocità di saldatura 5.14 1000 W 4000 mm/min Posizione di fuoco 0 mm Gas di protezione He / Ar Lunghezza focale lente di collimazione 60 mm Lunghezza focale lente di focalizzazione 125 mm Diametro del fascio a fuoco 114 μm Irradianza media a fuoco Profondità di campo 7.7 x 1010 W/m2 1.5 mm chitettura TOC durante l’esecuzione di una saldatura di riferimento. Identificata una condizione di saldatura laser in configurazione “bead on plate” realizzata su di una lastra di Ti6Al4V dello spessore di 2 mm, i cui parametri di processo sono riassunti nella Tabella 1, si è proceduto all’acquisizione dello spettro dell’emissione elettromagnetica associato Figura 1 - Schema dell’architettura di monitoraggio TOC – Through Optical Combiner Rivista Italiana della Saldatura - n. 6 - Novembre / Dicembre 2012 791 '&RORPERH%3UHYLWDOL1XRYHVROX]LRQLGLPRQLWRUDJJLRGLSURFHVVRQHOODVDOGDWXUDODVHULQÀEUDGLOHJKHGLWLWDQLR TABELLA 2 - Parametri principali dello spettroscopio utilizzato per il confronto tra l’architettura di monitoraggio TOC e quella tradizionale Parametri spettroscopio Avantes 2048 Range di emissione possibile 200 - 1100 nm Range di emissione considerato 400 - 800 nm Risoluzione media Tempo di integrazione 0,6 nm 15 ms [architettura TOCM] 5 ms [architettura tradizionale] al processo di saldatura sia in configurazione TOC che in configurazione tradizionale mediante impiego di uno spettroscopio Aventes 2048 i cui parametri sono stati impostati secondo quanto indicato nella Tabella 2. La Figura 2 mostra la sezione trasversale di un cordone di saldatura laser in configurazione “bead on plate” realizzato su una lastra di Ti6Al4V dello spessore di 2 mm, eseguito con i parametri di processo riassunti nella Tabella 1, mentre gli spettri di emissione medi normalizzati, acquisiti sia secondo l’architettura di monitoraggio tradizionale che secondo quella TOC, sono presentati nella Figura 3. L’analisi degli spettri di Figura 3 mostra come, grazie alle alte densità di energia disponibili con le sorgenti laser in fibra, sia possibile ottenere linee di emissione da transizione elettronica all’interno del range di lunghezze d’onda osservato. Secondo [15] tali linee di emissione sono da riferirsi ai principali elementi di lega presenti sotto forma di vapore debolmente ionizzato all’interno del plume di saldatura. La condizione di sola debole ionizzazione del vapore metallico è inoltre confermata dalla presenza significativa di un contributo di emissione continuo non trascurabile tra 400 nm e 800 nm, dovuto all’emissione da corpo grigio secondo la Figura 2 - Sezione trasversale del cordone di saldatura su lastra di Ti6Al4V realizzata in configurazione “bead on plate” utilizzata associata alle prove di spettroscopia per il confronto di emissione tra l’architettura di monitoraggio tradizionale e quella TOC legge di Planck, la cui ampiezza risulta confrontabile con quella associata alle linee di emissione [16]. Quanto al confronto tra la tradizionale tecnica di monitoraggio fuori asse e quella TOC proposta, è possibile osservare come gli spettri normalizzati si presentino di fatto simili nel range di emissione tra 450 nm e 650 nm, dove sono presenti le principali linee di emissione, permettendo dunque di affermare che dal punto di vista della caratterizzazione del processo emissivo l’architettura proposta garantisca la stessa analisi possibile Figura 3 - Spettri medi normalizzati della condizione di saldatura descritta nella Tabella 1, acquisiti sia con architettura tradizionale fuori-asse sia in architettura TOC 792 Rivista Italiana della Saldatura - n. 6 - Novembre / Dicembre 2012 '&RORPERH%3UHYLWDOL1XRYHVROX]LRQLGLPRQLWRUDJJLRGLSURFHVVRQHOODVDOGDWXUDODVHULQÀEUDGLOHJKHGLWLWDQLR secondo l’architettura tradizionale. Due condizioni tuttavia distinguono la soluzione TOC da quelle tradizionali. Una prima differenza è relativa all’attenuazione del segnale ottico acquisito nell’architettura TOC, come possibile vedere dai differenti tempi di integrazione del segnale presentati nella Tabella 2. La maggior lunghezza del percorso ottico di misura secondo l’architettura TOC determina una maggior attenuazione del segnale, con necessità di tempi di integrazione più lunghi e quindi con una conseguente riduzione della frequenza di acquisizione massima. Una seconda differenza invece è osservabile ai bordi del range di emissione considerato. Al di sotto di 450 nm infatti l’architettura TOC non è in grado di registrare l’emissione da parte del processo di saldatura, condizione invece possibile dalla configurazione fuori asse. Tale limite è dovuto alla presenza, all’interno della catena di misura dell’architettura TOC, di fibre ottiche sia di trasporto della radiazione laser sia di connessione tra lo spettroscopio ed il combiner ottico, i cui materiali costituenti presentano un elevato assorbimento nel range di lunghezze d’onda al di sotto dei 450 nm. Comportamento opposto si registra invece al di sopra dei 650 nm, dove la coassialità dell’architettura TOC permette l’acquisizione di un segnale con una componente più elevata nel range discusso. A conclusione di tale analisi è possibile perciò affermare che, in saldatura laser in fibra di leghe di titanio, dove lo spettro di emissione del processo presenta gran parte del suo contributo tra 450 nm e 800 nm [17], l’architettura di monitoraggio TOC garantisce lo stesso contributo informativo sulla bontà del processo di saldatura che si potrebbe ottenere con architetture di monitoraggio tradizionali. 4. Il monitoraggio di processo in saldatura di leghe di titanio L’analisi dell’emissione con tecniche spettroscopiche è utile in fase di identificazione del range di emissione da parte di un generico processo fusorio. Tuttavia, la non elevata velocità di acquisizione del segnale, soprattutto in configurazione TOC, richiedono l’adozione di altre tecniche di analisi dell’emissione qualora il monitoraggio del processo richieda una maggior risoluzione temporale della dinamica del processo, come spesso richiesto in condizioni di processo in cui gli attributi di qualità del giunto possono essere insufficienti a causa della presenza di difetti localizzati e di piccole dimensioni, la cui genesi e sviluppo avvengono in piccole frazioni di tempo, quali ad esempio le porosità. In tale situazione è prassi adottare una tecnica di monitoraggio dell’emissione elettromagnetica mediante l’impiego di fotodiodi i quali, sebbene non siano in grado di garantire un’elevata risoluzione nel dominio delle lunghezze d’onda, permettono frequenze di acquisizione di ordine di grandezza superiore rispetto a quelli tipici necessari per il corretto monitoraggio dei processi di saldatura laser. Dalle analisi di spettroscopia precedentemente esposte, è TABELLA 3 - Parametri laser della condizione di saldatura di riferimento e condizioni di fuori controllo simulate Parametri laser della condizione di saldatura di riferimento 5.14 Qualità del fascio M2 Potenza laser 1000 W Velocità di saldatura 1500 mm/min Posizione di fuoco -1 mm Gas di protezione Ar/He (40 nl/min) Lunghezza focale lente di collimazione 60 mm Lunghezza focale lente di focalizzazione 125 mm Diametro del fascio a fuoco 114 μm 7.7 x 1010 W/m2 Irradianza media a fuoco Profondità di campo 1.5 mm Lunghezza del tratto di saldatura 90 mm Durata rampe di potenza in accensione e spegnimento 250 ms Condizioni di fuori controllo simulate Riduzione della potenza laser: livello 1 50 W (riduzione del 5% rispetto al riferimento) Riduzione della potenza laser: livello 2 200 W (riduzione del 20% rispetto al riferimento) Riduzione della portata di gas di protezione 10 nl/min (riduzione del 25% rispetto al riferimento) possibile definire una configurazione di monitoraggio in architettura TOC basata sull’impiego di un fotodiodo al silicio con spettro di sensibilità tipico compreso tra i 200 nm ed i 1100 nm. 4.1 Il caso di studio Per validare la bontà del monitoraggio in architettura TOC mediante impiego di fotodiodi, si presenta una campagna di prove finalizzata all’analisi nel dominio del tempo e nel dominio combinato tempo-frequenza di una condizione di saldatura di due lastre di Ti6Al4V dello spessore di 2 mm in configurazione lap-joint. A seguito della definizione di una condizione di saldatura di riferimento, i cui parametri di processo sono riassunti nella Tabella 3, sono state effettuate delle perturbazioni del processo al fine di simulare lo sviluppo di difetti nel cordone di saldatura. I difetti simulati e proposti in tale lavoro hanno previsto l’esecuzione di saldature con potenze inferiori rispetto a quella di riferimento nonchè Rivista Italiana della Saldatura - n. 6 - Novembre / Dicembre 2012 793 '&RORPERH%3UHYLWDOL1XRYHVROX]LRQLGLPRQLWRUDJJLRGLSURFHVVRQHOODVDOGDWXUDODVHULQÀEUDGLOHJKHGLWLWDQLR Figura 4 - Sorgente laser in fibra e sistema laser utilizzati per le prove di saldatura laser una riduzione del gas di protezione della saldatura, di cui si propongono a titolo di esempio le casistiche riassunte in calce alla Tabella 3. Per ogni condizione di saldatura, siano esse eseguite in condizione di riferimento o in condizione di simulazione dei difetti da analizzare, sono state effettuate un totale di 10 repliche. Nella Figura 4 è mostrato il sistema laser utilizzato per le prove di saldatura in esame, mentre la Figura 5 rappresenta una sezione trasversale della condizione di saldatura di riferimento associata ai parametri di processo della Tabella 3. 4.2 La tecnica di acquisizione ed analisi dei dati Il segnale di emissione elettromagnetica da parte del fotodiodo è stato acquisito con un’oscilloscopio Tektronix TDS 5034B ad una frequenza di 25 kHz ed analizzato nel dominio del tempo e nel dominio combinato tempo-frequenza. La fase di preparazione dei dati nonché le successive analisi sono state effettuate mediante codice “LabView” scritto per il caso di studio in esame. Per quanto riguarda l’analisi nel dominio del tempo, l’andamento continuo ossia il contributo alle basse frequenze dell’emissione elettromagnetica da parte di un processo di saldatura contiene informazioni circa l’andamento medio del processo in essere. Ne deriva dunque la possibilità di identificare, dall’analisi dello stesso, la presenza di spostamenti medi del processo verso condizioni non più di riferimento. L’algoritmo implementato per l’analisi del segnale nel dominio del tempo si basa sull’adozione di carte di controllo di tipo a media mobile (mX-) ed a range mobile (mR-) costruite sul segnale foto rivelato alla frequenza di 500 Hz durante tutta la realizzazione della generica saldatura a meno dei transitori ad inizio ed a fine processo associati alle rampe di potenza. I limiti superiore ed inferiore delle succitate carte di controllo derivano dai relativi limiti calcolati in carte di controllo sulla media (X-) e sul range (R-) in saldature eseguite con i parametri di processo definiti di riferimento nella Tabella 3. Una maggior risoluzione di analisi è possibile implementando anche un algoritmo per l’analisi combinata nel dominio 794 Rivista Italiana della Saldatura - n. 6 - Novembre / Dicembre 2012 Figura 5 - Sezione trasversale del cordone di saldatura associato alla condizione di saldatura di riferimento tempo-frequenza, grazie alla quale è possibile identificare le diverse cause di emissione elettromagnetica nonché le loro dinamiche temporali. L’analisi proposta si basa inizialmente sull’identificazione delle bande di frequenza che contengono il maggior contributo informativo da parte del processo di saldatura, tramite una trasformata veloce di Fourier. Identificate tali bande, il segnale è in seguito ricampionato ad una frequenza pari a 4 volte la massima frequenza utile del segnale al fine di aumentare il rapporto segnale / rumore senza di contro incorrere in problemi di “aliasing”. Il segnale così condizionato è infine utilizzato per costruire uno spettrogramma di Gabor in cui l’energia complessiva del segnale acquisito è suddiviso nel dominio delle frequenze secondo le proprie componenti tempo varianti [18]. 4.3 4.3.1 Discussione dei risultati Monitoraggio della condizione di saldatura di riferimento La Figura 6 mostra le carte di controllo mX e mR per la condizione di saldatura di riferimento. In esse è possibile notare come il segnale presenti comunque delle fluttuazioni all’interno della banda di riferimento, indicando un comportamento dinamico dell’emissione elettromagnetica imputabile sia alle fluttuazioni del keyhole sia a quelle del materiale fuso circostante. L’analisi di tale andamento temporale mediante trasformata veloce di Fourier restituisce per la saldatura di riferimento lo spettro rappresentato nella Figura 7. Due principali distribuzioni energetiche possono essere osservate da tale grafico; una prima, continua, al di sotto dei 600 Hz ed una seconda, discreta, rappresentata da elevate distribuzioni discrete di energia comprese tra 1600 Hz e 2200 Hz. La prima forma di energia, continua, è imputabile principalmente all’emissione elettromagnetica da parte del plume di plasma. La seconda, discreta, compete invece alle frequenze di oscillazione del keyhole in direzione radiale ed '&RORPERH%3UHYLWDOL1XRYHVROX]LRQLGLPRQLWRUDJJLRGLSURFHVVRQHOODVDOGDWXUDODVHULQÀEUDGLOHJKHGLWLWDQLR Figura 6 - Carte di controllo mX- (in alto) e mR- (in basso) del segnale foto rivelato nella condizione di saldatura di riferimento azimutale. In tale ipotesi è perciò possibile affermare che difetti imputabili direttamente alla cinematica del keyhole (come ad esempio lo sviluppo di pori o una riduzione localizzata della profondità di saldatura) siano facilmente identificabili analizzando tale secondo range di frequenze. Infine, come è possibile osservare nello spettrogramma di Gabor di Figura 8, tale distribuzione di energia rimane pressoché costante durante l’intera durata della saldatura, prospettando l’assenza di difetti spazialmente localizzati all’interno della saldatura. 4.3.2 Monitoraggio delle condizioni di saldatura associate alla simulazione di difetti Come precedentemente indicato, differenti tipologie di difetti sono state simulate al fine di riprodurre le condizioni di monitoraggio tipicamente osservabili in condizioni di processo fuori controllo a seguito di cause esterne. Una prima tipologia di difetto simulata è la riduzione della potenza disponibile al fascio laser per effettuare la saldatura, al fine di simulare ad esem- pio un degrado delle proprietà trasmissive delle ottiche di protezione della testa laser. Per brevità si propongono solo due distinti livelli di riduzione della potenza laser emessa, rispettivamente una riduzione di 50 W (pari al 5% della potenza di riferimento) ed una riduzione di 200 W (pari al 20% della potenza di riferimento). Il primo livello di riduzione di potenza proposto è associabile ad una prima riduzione di trasmittanza da parte della catena ottica, mentre il secondo livello di riduzione simulato è tale da non garantire più la giunzione tra le due lastre soggette al processo di saldatura, determinando un cordone di materiale fuso non penetrato nella lastra inferiore. Le Figure 9 e 10 mostrano rispettivamente la carta di controllo mX- e lo spettrogramma di Gabor associati alla riduzione di Figura 7 - Spettro di potenza del segnale foto rivelato nella condizione di saldatura di riferimento Figura 8 - Spettrogramma di Gabor del segnale foto rivelato nella condizione di saldatura di riferimento Rivista Italiana della Saldatura - n. 6 - Novembre / Dicembre 2012 795 '&RORPERH%3UHYLWDOL1XRYHVROX]LRQLGLPRQLWRUDJJLRGLSURFHVVRQHOODVDOGDWXUDODVHULQÀEUDGLOHJKHGLWLWDQLR Figura 9 - Carta di controllo mX- del segnale foto rivelato nella condizione di saldatura con riduzione di potenza di 50 W rispetto alla condizione di riferimento Figura 10 - Spettrogramma di Gabor del segnale foto rivelato nella condizione di saldatura con riduzione di potenza di 50 W rispetto alla condizione di riferimento Figura 11 - Carta di controllo mX- del segnale foto rivelato nella condizione di saldatura con riduzione di potenza di 200 W rispetto alla condizione di riferimento Figura 12 - Spettrogramma di Gabor del segnale foto rivelato nella condizione di saldatura con riduzione di potenza di 200 W rispetto alla condizione di riferimento 796 Rivista Italiana della Saldatura - n. 6 - Novembre / Dicembre 2012 potenza pari a 50 W. L’analisi nel dominio del tempo proposta dalla carta di controllo permette l’identificazione di una condizione di fuori controllo da parte del processo laser anche a fronte di una minima variazione della potenza laser, in quanto si osserva la perdita di stazionarietà del segnale nonché un’emissione media più alta rispetto a quella di riferimento, dovuta ad una minor penetrazione della saldatura e quindi ad una maggior densità volumetrica di energia nella lastra superiore. Lo spettrogramma di Gabor permette inoltre di osservare come, rispetto alla condizione di riferimento, vi sia una riduzione generalizzata dell’energia del segnale alle alte frequenze, con la presenza di soluzioni di continuità dello spettro nel dominio delle frequenze caratteristiche del keyhole. Tale interruzione nell’emissione è da associarsi ad un collasso localizzato del canale di plasma del keyhole tale da portare alla probabile incidenza di porosità dovute al gas di processo intrappolato durante il collasso delle pareti del canale stesso. Nella condizione di saldatura in cui la potenza laser è ridotta di 200 W si osserva come, sia nella carta di controllo mX- che nello spettrogramma, l’energia della radiazione elettromagnetica emessa dal processo risulti fortemente ridotta, (Figg. 11-12). Alle più basse frequenze di emissione, caratteristiche della fluttuazione del plume metallico sovrastante il materiale fuso, tale riduzione indica una minor quantità di vapore metallico prodotto dalla saldatura e quindi una riduzione nel volume di materiale metallico portato a fusione. Di contro, nel range di frequenze tipico del keyhole si nota sia una riduzione dell’energia posseduta dal segnale, sinonimo di una minor profondità del canale di plasma, sia la presenza di soluzioni di continuità associate, come già detto, al collasso del canale di plasma e dunque indicanti la presenza di porosità localizzate. Per quanto riguarda la condizione di riduzione della portata del gas di protezione, la Figura 13 ne mostra sia la carta di '&RORPERH%3UHYLWDOL1XRYHVROX]LRQLGLPRQLWRUDJJLRGLSURFHVVRQHOODVDOGDWXUDODVHULQÀEUDGLOHJKHGLWLWDQLR controllo mX- che quella mR- associata, mentre la Figura 14 presenta lo spettrogramma di Gabor relativo. Dall’analisi delle carte di controllo si nota come il segnale foto rivelato non solo presenti un’emissione media molto elevata se confrontato con quella della condizione di saldatura di riferimento (carta mX-), ma tale emissione è associata anche ad una aumentata variabilità del segnale stesso (carta mR-). Lo spettrogramma permette inoltre di confermare tale aumento di emissione alle basse frequenze tipiche del plume metallico, mentre non è possibile confermare tale comportamento anche alle frequenze associate all’emissione da parte del keyhole che invece presenta un’energia del segnale notevolmente ridotta rispetto alla condizione di riferimento con la contemporanea presenza di numerose soluzioni di continuità. Tali variazioni nei segnali rivelati trovano riscontro nel processo di saldatura del titanio in cui non è garantito il corretto apporto del gas di protezione. In tale condizione infatti si assiste al processo esotermico di sviluppo di ossidi di titanio, con conseguente innalzamento dell’emissività da parte del plume metallico soprastante la pozza fusa. Tale processo esotermico risulta di fatto non controllato e quindi caratterizzato da un’aumentata variabilità. L’assenza inoltre del corretto apporto del gas di protezione determina una maggior ionizzazione del plume di plasma con conseguente maggior assorbimento della radiazione laser da parte dello stesso, a discapito della quota parte di radiazione laser disponibile per il processo fusorio. Tale riduzione di potenza laser a disposizione per la saldatura determina dunque la formazione di un keyhole a profondità di penetrazione limitata in cui, con maggior probabilità, è possibile assistere al collasso periodico del canale di plasma, portando a condizioni di saldatura non più garanti delle proprietà meccaniche richieste al giunto. 5. Conclusioni L’avvento delle sorgenti laser in fibra ha portato ad una loro rapida diffusione in molti settori produttivi, tra cui anche quello aerospaziale che apprezza la qualità del fascio laser Figura 13 - Carte di controllo mX- (in alto) e mR- (in basso) del segnale fotorivelato nella condizione di saldatura con riduzione della portata di gas di protezione (-10 nl/min) Figura 14 - Spettrogramma di Gabor del segnale fotorivelato nella condizione di saldatura con riduzione della portata di gas di protezione (-10 nl/min) garante dell’esecuzione di cordoni di saldatura comparabili con quelli ad ora prerogativa della tecnologia a fascio elettronico. Nel presente lavoro è stata presentata una nuova architettura di monitoraggio del processo di saldatura laser con tale nuova famiglia di sorgenti laser. Basato sull’acquisizione ed analisi della radiazione elettromagnetica emessa dal processo di saldatura, l’architettura prevede la foto rivelazione di tale radiazione direttamente dal combiner ottico della sorgente, da cui il nome TOCM - Through Optical Combiner Monitoring dato alla soluzione di monitoraggio proposta. L’applicazione di tale soluzione di monitoraggio alla saldatura di lastre della lega Ti6Al4V ha permesso di verificare come la soluzione TOCM permetta la foto rivelazione della maggior parte della radiazione emessa nel dominio Rivista Italiana della Saldatura - n. 6 - Novembre / Dicembre 2012 797 '&RORPERH%3UHYLWDOL1XRYHVROX]LRQLGLPRQLWRUDJJLRGLSURFHVVRQHOODVDOGDWXUDODVHULQÀEUDGLOHJKHGLWLWDQLR di emissione tipica del processo in essere, rendendolo di fatto confrontabile alle tradizionali soluzioni di monitoraggio fuori asse. Inoltre, grazie all’analisi del segnale nel dominio del tempo è stato possibile identificare diverse condizioni di fuori controllo del processo di saldatura. Infine, l’impiego di soluzioni di analisi del segnale nel dominio combinato tempo-frequenza ha oltretutto permesso di separare le cause di generazione della radiazione elettromagnetica, nonché di permettere una maggior comprensione dei fenomeni fisici tipici delle condizioni di fuori controllo simulate. %LEOLRJUDÀD [1] [2] [3] [4] [5] [6] [7] [8] [9] [10] [11] [12] [13] [14] [15] [16] [17] [18] Widaatalla, Shetty e Eppes, (2006) - Optimization of paramenters for effective welding of aerospace components. ICALEO 2006 Congress Proceedings, pp. 569 - 578, LIA. Mueller, Stilles e Dienerman, Study of porosity formation during laser welding of Ti6Al4V. ICALEO 2007 Congress Proceedings, pp. 133-138, LIA. AWS D17.1:2001, Specification for Fusion Welding for Aerospace Applications, American Welding Society. 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I suoi principali interessi riguardano lo studio, attraverso approcci sia di tipo sperimentale che numerico, dei processi laser congiuntamente ai materiali avanzati. 798 Rivista Italiana della Saldatura - n. 6 - Novembre / Dicembre 2012 PROTEC PROFESSIONAL & TECHNICAL 20 1992 2012 PER LA SALDATURA Rilevatori di difetti, misuratori di spessore portatili ad Ultrasuoni F Forni di trattamento e mantenimento pper elettrodi e flusso Noleggio e vendita apparecchiature portatili ad induzione magnetica per preriscaldo e trattamento termico fuori forno Noleggio e vendita macchine portatili per taglio e smusso a freddo e a caldo Protec Srl - Via Serio, 10 - 20090 Opera (MI) - Tel. +39 0257607174 - Fax +39 0257607183 - www.protecsrl.com NUOVE TECNOLOGIE PER IL TAGLIO AL PLASMA AUTOMATIZZATO I nostri generatori per taglio al plasma automatizzato di precisione sono dotati di nuove tecnologie avanzate che offrono profili e bordi più precisi, fori più rotondi, maggiore produttività e minori costi di taglio. 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The popularity of TIG welding is attributed to the fact that the process is reliable and relatively inexpensive, and its intended weld is easily controlled and predictable in terms of weld shape and composition. However, conventional TIG arc welding has a disadvantage such as poor penetration resulting in low productivity. Thus, various researches and developments on active fluxes effective to improve single run weld penetrations have been carried out, and what is nowadays called “A-TIG” was originally developed by the Paton Welding Institute [1-7]. The process utilizing a small amount of oxygen as an active element, in addition to a main shielding inert gas (Ar and/or He), is devised (°) Doc. IIW-2071, Recommended for publication by Commission XII “Arc Welding Processes and Production Systems” and Study Group SG-212 “The Physics of Welding.” * Joining and W Welding Research Institute, Osaka University, y Osaka (Japan). This paper deals with a newly developed pretreatment for TIG arc welding to improve weld penetration. As a pre-treatment, a small oxidized region was produced on the surface of stainless steel plates by laser irradiation using oxygen gas prior to travelling TIG arc. The effect of the pre-treatment (especially named LA pre-treatment) on the TIG weld penetration was evaluated. It was found that the pre-treated region extremely smaller than the weld could make the TIG weld penetration deeper at lower welding speeds. Questo articolo descrive un trattamento preliminare di nuova concezione per migliorare la penetrazione di giunti realizzati con processo di saldatura TIG. Una piccola area della superficie di una lamiera di acciaio inossidabile viene ossidata mediante laser, utilizzando ossigeno prima di azionare l’arco. E’ stato valutato l’effetto di questo trattamento (denominato LA pre-treatment) sulla penetrazione di un giunto realizzato con processo TIG e si è constatato che la regione trattata risulta ridotta rispetto a quella che si potrebbe ottenere con il processo TIG e la penetrazione più profonda a velocità di avanzamento inferiori. IIW Thesaurus Keywords: A TIG welding; austenitic stainless steels; GTA welding; lasers; oxides; penetration; plate; stainless steels; surface preparation. to improve weld penetration this process is named “AA-TIG” [8-12]. On the other hand, it is also commonly known that rust and mill scales in or on the prepared groove of the specimen often degrade the quality of TIG arc welds, and therefore the residues should be removed prior to welding. It should be noted that natural rust usually consists of hydrate resulting in welding defects. From the aforementioned fact, it is suggested that not the means but an adequate amount of oxygen supplied into a weld pool should improve the weld penetration as an active element. Meanwhile, from the perspective of modern-industrial demands, a simplified, quick, stable, Rivista Italiana della Saldatura - n. 6 - Novembre / Dicembre 2012 801 M. Mizutani e S. Katayama - TIG weld penetration improvement by laser-activated process with oxygen a) Conventional TIG b) A-TIG c) Laser-cutting slag used as possibly active substance in terms of oxygen effect exerting surface tension. 2. Oxidation processes prior to TIG welding d) Burned steel-wool (BSW) used as possibly active substance e) Fe3O4 powder used as possibly active substance As stated above, it is known that oxygen in a weld pool greatly affects weld penetration in TIG arc welding. In order to examine the influence of the oxidation process on the weld geometry, several trial experiments were carried out under the same conditions listed in Table 1. The material used TABLE 1 - Welding conditions Electrode Type W-2% Ce2O3 Diameter 3.2 mm Vertex angle 60° Gap 2 mm Gas f) Oxide layer (scale) on plate surface formed by thermal treatment in furnace in air g) Oxide layer (scale) on plate surface formed by handy gas burner Figure 1 - Surface appearances and cross-sections of TIG arc welds with and without several treatments, showing respectively preparations for treatments, surface appearances before and after welding, and their cross-sections controllable and furthermore automated process is preferable. Therefore, in order to investigate the effect of oxygen on weld penetration and to develop a new TIG welding process meeting recent industrial demands, laser, which was thought to be suitable for such a heat source to oxidize specimen because of its high-power density, 802 was used to produce a pre-treated region (LA pre-treatment). After that pre-process, TIG arc welding was conducted on the region as the main welding process (LA-TIG) [13-15]. In this paper, the characteristics of weld bead widths and penetrations in LA-TIG arc welding of Type 304 stainless steel are described with some trial experiments Rivista Italiana della Saldatura - n. 6 - Novembre / Dicembre 2012 Type Ar Flow rate 15 l/min Nozzle diameter 11 mm Nozzle height 10 mm Others Welding speed 1.5 mm/s (9 cm/min) Bead length About 150 mm Oxidized treatment About 50 mm length Welding current 150 A (DCEN) M. Mizutani e S. Katayama - TIG weld penetration improvement by laser-activated process with oxygen TABLE 2 - Chemical compositions of Type 304 stainless steel Alloy element Cr Ni C Si Mn P S Fe Content [wt. %] 18.20 8.07 0.05 0.47 0.99 0.028 0.003 Bal. was Type 304 stainless steel including 0.003% sulphur, the chemical compositions are shown in Table 2. This sulphur content is regarded to be so low as to exert a higher surface tension at lower temperatures. It implies the production of a shallow penetration weld. The plates were 200 mmlong, 75 mm-wide and 8 mm-thick. First of all, conventional TIG welding was conducted as a reference for the following trials with several treatments. Figure 1 shows the surface appearance and cross-section of the weld beads obtained from the reference and the trials with several welding treatments. Welding was carried out from left to right, showing the bead appearances. In particular, welding was performed at the relatively low speed of 1.5 mm/s to expectantly enhance the effect of the treatments. In conventional TIG welding, as shown in Figure 1 a), a shallow weld with a 2.8 mm penetration depth was formed. The bead width was consistently about 6.1 mm. In addition, the effect of the surface conditions on the weld geometry was investigated. The surface finishing of several specimens was carried out by a grinder, abrasive papers and/or acid pickling. As a result, distinguishable differences on the weld geometry were not observed among specimens compared to a received one. Type 304 plates were therefore simply cleaned with ethanol. Figure 1 b) shows an A-TIG weld with a commercial flux, FASTIG-SS7 (HOBART). The flux was deposited by brushing on a length of about 50 mm on the centre region of the plate. Then, bead-on-plate welding was carried out from left to right across the flux-coated region. It can be seen that the bead width changed to narrower and the penetration was drasti- cally deepened to 4.9 mm, as generally credited. After passing through the flux-coated region, the bead width recovered. It is a fact that rust and mill scales often degrade the quality of a TIG arc weld. Therefore, in order to investigate the possibility of applying the residues to the activating process prior to the main TIG welding, the effect of the residues on the weld geometry was evaluated. The effect of laser-cutting slag on the bead formation is shown in Figure 1 c). Mild steel slag was accumulated and milled to some extent to become fine. The grinded substance was deposited on the base plate. It can be seen that a slightly deeper and narrower weld bead, which may coincide with that of A-TIG, was formed although the bead fluctuated in depth and width. Furthermore, a commercial steel-wool was burned by a commercial burner to form an oxide layer to be used as an alternative to the activating flux. As shown in Figure 1 d), the bead formation was almost the same as that of the slag-induced weld bead. It can be said that the burned steel-wool (BSW) also worked as the active flux. These results may imply that ferric oxides as the flux may activate TIG welding as well as TiO2, SiO2, Cr2O3, NiO and so forth. Therefore, the effect of Fe3O4 as the single-component flux on the weld formation was investigated. Figure 1 e) shows the bead appearance and the penetration shape. The colour of the flux (Fe3O4) changed from black to red, which was interpreted as the composition change from Fe3O4 to Fe2O3 as the result of being exposed to air at high temperatures during and after welding. The compositions and phases of the pre-treated layers were confirmed by EDX (Energy Dispersive X-ray Spec- trometer) and XRD (X-ray Diffraction Method). It can be seen that the bead width became narrower and the penetration depth drastically improved to 4.1 mm, which was almost the same aspect as seen in A-TIG in Figure 1 b). Fe O showed a good performance as a single-component flux. However, iron oxide has not been used so often as an active flux ingredient even though it is expected to have a potential. The reason why iron oxides have not been used so much as an active flux is attributed to the associated iron contamination on stainless steel from the oxide and deterioration of the corrosion resistance. It is thus said that iron oxide residues should be reduced to a minimum. As it was found that ferric oxides also performed as active fluxes, direct formation of oxides on the plates was therefore tried. To start with, Type 304 plates were heat-treated in a furnace at 1273 K for one hour in atmosphere. The plate surfaces were grinded to eliminate an oxidation layer except for the centre region of 50 mm in order to examine the effect of the oxides on the bead formation. As shown in Figure 1 f), the stable and narrower weld bead appeared in the oxidized region (scale). The penetration depth was 3.9 mm, which was equivalent to that of A-TIG welds. However, this procedure may not be applied in production welding, due to the low efficiency resulting in a high energy and time consumption. Therefore, in order to form the locallyoxidized region (scale) on the plate, a handy gas burner was used as a heat source. Heating was continued until the temper colour was seen to a certain extent. Figure 1 g) shows the results of the heat treatment and the subsequent welding. It can be seen that there is almost no change in bead width, surface appearance and penetration. This result was interpreted by considering that the heat input was not sufficient to form an effective oxide layer because of the low heat (power) density, and thus stronger heat sources, such as cutting torches or furthermore lasers, are required. It was ventured Rivista Italiana della Saldatura - n. 6 - Novembre / Dicembre 2012 803 M. Mizutani e S. Katayama - TIG weld penetration improvement by laser-activated process with oxygen not to rank the results of the conducted experiments in the order of the penetrations because it should be noticed that these trials were not quantitative due to the difficulties in measuring the oxygen content included in the derivatives. Nevertheless, it can be said that a surface treatment supplying oxygen is effective in obtaining a deep-penetration weld. In this section, it may be concluded that the weld pool geometry is affected by oxygen, regardless of its origin. It is also predicted that the weld penetration should be deeper if a proper amount of oxygen is supplied into the weld pool. 3. LA-TIG Welding Lasers are generally superior to gas cutting torches or arc equipment as well as furnaces in terms of power density and controllability in both space and time as a heat source. Therefore, in order to investigate the effect of oxygen on the weld penetration and to newly develop an advanced TIG welding process meeting recent industrial demands, LA-TIG was proposed and evaluated. 3.1 Experimental procedures The material used is Type 304 stainless steel, and the chemical composi- TABLE 3 - Chemical compositions of Type 304 stainless steel used for LA-TIG Alloy element Cr Ni C Si Mn P S Fe Content [wt. %] 18.13 8.10 0.05 0.50 0.91 0.031 0.003 Bal. tions of plates of 200 × 50 × 8t mm are shown in Table 3. They include 0.003% sulphur, which normally gives a shallow penetration weld in conventional TIG welding.The experimental setup and procedure of LA-TIG welding are illustrated in Figure 2. As to the preprocess named LA pre-treatment, as shown on the left in Figure 2, a laser beam was irradiated onto Type 304 plate in O2 shielding gas instead of the inert gas in the general laser welding. The pre-treatment was conducted under the various conditions of laser power, defocused distance and treatment speed. As a result, the conditions range was developed to be narrow in this paper as listed in Table 4. The main process was TIG welding, as shown in the right of Figure 2. In some cases, the main TIG welding was continuously performed from the non-treated to the LA-treated region in order to clarify the differences in melting-ability between with and without LA pre-treatment under the various conditions described in Table 5. TABLE 4 - LA pre-treatment conditions CW YAG Laser Type NEC, 1.8 kW, f = 150 mm Beam diameter 0.6 mm at focal point Position of focused beam Just-focused on plate surface Power 100 W Gas Type O2 Flow rate 20 l/min Nozzle diameter 6 mm (Coaxial nozzle) Nozzle height 10 mm Treatment speed Mainly 20 mm/s (120 cm/min) Treated-region length Half the TIG weld length Then, this process including LA pretreatment and main TIG welding was named LA-TIG welding. Figure 2 - Schematic experimental setup of LA-TIG welding, showing procedure from LA pre-treatment (left) to main TIG welding (right) 804 Rivista Italiana della Saldatura - n. 6 - Novembre / Dicembre 2012 M. Mizutani e S. Katayama - TIG weld penetration improvement by laser-activated process with oxygen TABLE 5 - LA-TIG conditions Electrode Type W-2% Ce2O3 Diameter 3.2 mm Vertex angle 60° Gap Mainly 2 mm Gas Type Ar Flow rate 15 l/min Nozzle diameter 11 mm Nozzle height 10 mm Welding machine DAIHEN, 300 A Welding speed Mainly 2 mm/s Bead length About 160 mm Treated-region Latter half Welding current Mainly 150 A (DCEN) 3.2 LA pre-treatment As a typical example, the surface appearances of the LA-treated region are shown in Figure 3. The LA-treated region was very narrow within 1 mm. And the elapsed time between pre- Figure 3 - Surface appearances of LA-treated region treatment and main welding did not affect the following welding result because the pre-treated region had a certain fixing strength and decay durability. The fixing strength was simply evaluated by a peeling test with a sticky tape, and by scratching with nails. It seemed that there was no change in the appearances after these simple tests. The compositional characteristics were analysed by SEM, EPMA and XRD as shown in Figure 4. Figure 4 a) shows a cross-sectional SEM photo and elemental mapping images of Fe, Cr, Ni and O, as well as the oxidized region composition. Under treatment conditions of 100 W laser power and 20 mm/s speed, the region formed was about 0.2 mmhigh and 0.5 mm-wide. The chemical compositions in the region were about 30% Fe, 11% Cr, 0.5% Ni and 58% O in atomic fraction. Figure 4 b) shows XRD results of the treated region and a) Cross-sectional SEM image and EPMA results Fe3O4 reagent for comparison. Most peaks of the LA-treated region agreed with those of the reagent except for those peaks showing Type 304 base steel. From the EPMA and XRD results, it was identified that the treated region consisted mainly of Fe3O4 and slightly of Cr2O3. The amount of oxygen in the treated region was estimated on the basis of measurements of the mass increase by an electronic weight measuring instrument, as schematically shown in the left of Figure 5. Type 304 lightweight plates (100 × 10 × 1t mm) were used to fit into a range of the electronic weight measuring instrument. Laser was irradiated onto the plates three times overall in the longitudinal direction. The weight was measured before and after laser irradiation during each sequence. The graph on the right, Figure 5 b), shows the relationship between laser treatment speed and weight increase, b) XRD result, showing comparison between LA-treated region and Fe3O4 reagent Figure 4 - Identification results of LA-treated region Rivista Italiana della Saldatura - n. 6 - Novembre / Dicembre 2012 805 M. Mizutani e S. Katayama - TIG weld penetration improvement by laser-activated process with oxygen 3.3 LA-TIG welding Figure 5 - Oxygen amount in LA-treated region, estimated with measurement result by electronic weight measuring instrument, showing the procedure and change in weight, i.e. oxygen amount which means the weight difference between before and after pre-treatments, divided by the pre-treated length. It can be seen that the increase in weight decreases as the pretreatment speed increases. In addition, it should be mentioned that without oxygen gas, there was apparently no affected region after laser irradiation. On the other hand, with oxygen gas, even at the process speed of 300 mm/s and laser power of 100 W, as shown in Figure 6, the trace remained to some extent. This may be explained by the fact that during laser irradiation in oxygen atmosphere, the oxidation reaction heat contributed to the formation, and furthermore laser absorption was gained by colour changes accompanied by oxide formation, and therefore, the oxidized region was efficiently formed. The advantages of LA pre-treatment can be summarized as follows: 1) LA pre-treatment is controllable and reproducible for surface oxidation. 2) The treatment speed is relatively high enough to process before the main TIG welding. 3) Owing to the use of laser, LA pretreatment may be applicable to automated processes. Figure 6 - Surface appearances of LA pre-treated region processed under the conditions of 100 W laser power and 300 mm/s treatment speed 806 Rivista Italiana della Saldatura - n. 6 - Novembre / Dicembre 2012 In order to investigate the effect of the LA pre-treatment on TIG weld geometry, bead-on-plate testing by TIG arc was carried out under various LA pretreatment conditions and subsequent TIG welding. Typical surface appearances of the LA-treated region and the subsequent LA-TIG weld beads are shown in Figure 7. The subsequent TIG welding was continuously performed from the non-treated to the LA-treated region and stopped just before the LA pre-treated-region end in order to confirm whether the sub-sequent TIG properly traced the LA pretreated region. Figure 7 a) shows the appearances of LA pre-treated regions in the upper photo and the subsequent TIG beads in the lower photo. It can be seen that the width of the LA pretreated regions is extremely narrow in comparison with the following TIG bead. Despite the fact that TIG welding was performed on the plates from the non-treated to the LA-treated zone, the weld-bead width became wider just at the beginning point of the treated zone, and narrower in the LA-treated than in the non-treated part. This behaviour of the LA-TIG bead formation of was very similar to that of A-TIG and the other oxygen-induced TIG, as shown in Figure 1 in the pre-experimental study section. In addition, despite the fact that the photograph of the bead appearances was just taken as a weld without wipe or wash, the metal lustre was seen on the bead. The left and right photos in Figure 7 b) show the cross-sections of TIG welds with and without LA pre-treatment, respectively. In the case of welding with LA pre-treatment, deeper and narrower weld beads were formed as compared to conventional TIG welding without LA pre-treatment. The characteristics of LA-TIG welding shown in Figure 7 are summarized in Table 6. In the case of the conventional TIG weld, the bead width (W) was 8.3 mm, penetration depth (D) 2.1 mm and the penetration/ width ratio (D/W) 0.25. In contrast, in the case of the weld with M. Mizutani e S. Katayama - TIG weld penetration improvement by laser-activated process with oxygen a) Surface appearances of LA pre-treated lines and weld beads ollowed by TIG arc traveling b) Cross-sections of LA-TIG weld and conventional TIG weld observed at cut parts on surface Figure 7 - Typical examples of LA pre-treatment regions and LA-TIG arc welds the pre-treatment, the bead width, penetration depth and D/W ratio changed to 6.5 mm, 3.7 mm and 0.57, respectively. And the improvement ratio was assessed to be 1.76 greater than the D/W ratio of the conventional TIG weld. The amount of residual oxygen in the weld was analysed by an oxygen-nitrogen analyser. The amount of oxygen in the LA-TIG weld was 134.9 ppm, although that in the conventional TIG weld was 32 ppm. In order to evaluate the efficiency of the TABLE 6 - Characteristics of LA-TIG compared to conventional TIG oxygen supplied Conventional part in the LA pretreated region, it Width 8.3 mm was compared to Depth 2.1 mm the residual oxyD/W ratio 0.25 gen in the subsequent weld bead. Residual oxygen 32 ppm (w) The value 134.9 LA-TIG part ppm of oxygen in the weld was Width 6.5 mm converted to the Depth D/W ratio Cross-sectional area of weld 3.7 mm 0.57 17.9 mm2 Residual oxygen analysed by O/N analyser 134.9 ppm (w) Residual oxygen (unit-converted)* 0.0191 mg/mm Supplied oxygen by 20 mm/s treatment 0.05 mg/mm Improvement ratio between D/W of LA-TIG weld and that of conventional TIG weld 1.76 (IÀFLHQF\IURPVXSSOLHGWRUHVLGXDO oxygen 0.38 * value 0.0191 mg/mm along the welding direction, according to the relationship shown below the table. The amount of supplied oxygen was given by the relation of the LA pretreatment speed vs. increase in weight from Figure 5. As a result, the efficiency of the supplied oxygen, 0.05 mg/ mm, to the residual oxygen, 0.0191 mg/ mm, is evaluated to be 0.38. It can be said that the oxygen supplied by the LA pre-treatment was effectively used to activate the subsequent TIG welding. Furthermore, the amount of supplied oxygen was compared to that of an active substance, which was reported in Section 2. Tanaka et al. reported that the penetration depth was saturated at TiO densities greater than TABLE 7 - Evaluation of oxygen content in weld bead produced with TiO2 active substance TiO2 Molecular weight of TiO2 48 Atomic weight of Ti 22 Atomic weight of O 8 Mass fraction of O in TiO2 FO 42 mass % Amount of TiO2 at which penetration is saturateda MD about 1 mg/cm2 Bead width used for calculation Wba 7 mm Supplied oxygen Mg 0.03 mg/mm Estimation of oxygen content Residual oxygen (unit-converted from ppm to mg/mm along the welding direction) = unit length x cross-sectional area x density x residual oxygen. Density of Type 304: 7.93 kg/m3. b a b Reported by Tanaka et al. [16]. Mg = MD x FO x Wba. Rivista Italiana della Saldatura - n. 6 - Novembre / Dicembre 2012 807 M. Mizutani e S. Katayama - TIG weld penetration improvement by laser-activated process with oxygen Figure 8 - Compositional feature of LA-TIG weld, showing chromium-rich oxide not along bead centreline and inside but on bead edge near fusion boundary, and homogeneous distribution in weld the assumption of a herefore, on 7 mmwide weld bead, the supplied oxygen from TiO2 of 1 mg/cm2 was converted to 0.03 mg/mm along the welding direction according to Table 7. It can be said that the oxygen content in the LA-TIG weld is almost equivalent to that of A-TIG using TiO2. These estimations were just shown as examples of the quantitative approach. As mentioned above, the contribution of oxygen to the TIG weld from the LA pre-treated region was 0.38. This result raised a further question about where the rest of oxygenis distributed. In order to investigate the whereabouts of oxygen, an EDX analysis was carried out. Figure 8 shows the compositional feature of a LA-TIG weld. It can be seen that chromiumrich oxide was detected on the weld bead surface not along the centreline but near the edge along the weld fusion boundary. In addition, the homogeneous distribution of principal elements and no oxide inclusion was observed inside the bead in the scale of this magnification. It can be assumed that the part of the oxygen from the pre-oxidized region may react with chromium and change to Cr2O3, and then flow and remain on the weld bead surface along the fusion 808 Figure 9 - Examples of full-penetration welds produced by LA-TIG welding in plates of 8 mm and 11 mm in thickness boundary near the base metal. Finally, applicability to medium-thick Type 304 plates was attempted. In order for the amount of oxygen to be adjusted to intended larger welds, the LA pre-treatment speed was changed to lower according to the relations in Figure 5. A normal TIG weld and a LA-TIG weld are shown in Figure 9. The normal TIG weld penetration was about 3 mm-deep; however, the full penetration weld beads were obtained in 8 and 11 mm-thick plates by LATIG welding. It was confirmed that LA-TIG was remarkably efficient and the effect of LA-TIG was similar to that of A-TIG. In addition to the above-mentioned advantages, apparently, the noticeable damage or contamination on the electrode was not observed after 3 min welding, probably because welding was performed in Ar shielding gas. 1. 2. 3. 4. 5. 4. Conclusions LA-TIG (laser-activated TIG) welding was proposed and investigated to make its feature clear. The major conclusions obtained in this work are summarized as follows: Rivista Italiana della Saldatura - n. 6 - Novembre / Dicembre 2012 It was found that some derivatives including oxygen, regardless of their origin, could change the subsequent TIG weld geometry to a certain extent. LA pre-treatment could precisely control the amount of oxygen on Type 304 plates by controlling the treatment speed, which was relatively high. Deeply penetrated TIG welds were produced at moderate LA pre-treatment speeds. In addition, high power lasers were not needed for this LA pre-treatment, but 100 W class inexpensive lasers were applicable. It was shown that the compounds consisting of rich Fe3O4 and poor Cr2O3 were formed in the LAtreated zone of Type 304 stainless steel plates. LA-TIG improved weld penetration in a way similar to A-TIG, as compared with conventional TIG. LA-TIG welding could produce fully penetrated deep welds in 8 and 11 mm-thick plates at the TIG current of 200 A and travelling speed of 1.5 mm/s and 0.85 mm/s, respectively, although welds of about 3 mm in penetration depth were obtained by normal TIG welding. M. Mizutani e S. Katayama - TIG weld penetration improvement by laser-activated process with oxygen %LEOLRJUDÀD [1] [2] [3] [4] [5] [6] [7] [8] [9] [10] [11] [12] [13] [14] [15] [16] Heiple C. R. and Roper J. R.: Mechanism for minor element effect on GTA fusion zone geometry, Welding Journal, 1982, vol. 61, no. 4, pp. 97s-102s. Mills K. C., Keene B. J., Brooks R. F. and Shirali A.: Marangoni effects in welding, Philosophical Transactions of the Royal Society: Mathematical, Physical and Engineering Sciences, 1998, vol. 356, no. 1739, pp. 911-925. Pierce S. W., Burgardt P. and Olson D. L.: Thermocapillary and arc phenomena in stainless steel welding, Welding Journal, February 1999, pp. 45s-52s. Howse D. S. and Lucas W.: Investigation into arc constriction by active fluxes for tungsten inert gas welding, Science and Technology of Welding and Joining, 2000, vol. 5, no. 3, pp. 189-193. Modenesi P. J., Apolinario E. R. and Pereira I. 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Rivista Italiana della Saldatura - n. 6 - Novembre / Dicembre 2012 809 trafimetdistribution.com ERGOCUT S 65 ADAPTIVE POWER YOUR WELDING PARTNER TORCIA PER TAGLIO PLASMA ERGOCUT S 65 La ERGOCUT S 65 è la nuova torcia Trafimet per taglio Plasma senza alta frequenza, grazie al suo progetto innovativo diventa lo standard di riferimento per le torce da 60 A. La ERGOCUT S 65 è particolarmente adatta a tutti coloro che desiderano una torcia professionale e di semplice utilizzo, è disponibile nelle configurazioni STANDARD e DRAG. DURATA RICAMBI ERGOCUT S 65 COMPETITORS 250 230 CICLI CICLI 40 A 160 50 105 60 CICLI CICLI CICLI CICLI 50 A 60 A Trafimet Distribution | Tel. +39 0444 739800 | Fax +39 0444 739899 | info@trafimetdistribution.com IIS Didattica Introduzione alla stesura di 6SHFLÀFKHGL3URFHGXUD GL6DOGDWXUD:36 secondo Codice ASME, Sezione IX * 1. Introduzione Le Specifiche di Procedura di Saldatura (o Welding Procedure Specification - WPS) sono, come noto, uno dei documenti fondamentali su cui si basano tanto le attività di produzione come quelle inerenti ai processi di qualificazione dei saldatori e dei procedimenti stessi di saldatura. Allo scopo, indipendentemente dalle competenze tecniche possedute, il costruttore si trova, nella maggior parte dei casi, tenuto a operare in un preciso ambito normativo, spesso definito contrattualmente, che afferisce talvolta al contesto europeo (e al corpus di normative emanate dal CEN TC 121), in altri casi al contesto statunitense strutturato in accordo all’ASME Boiler and Pressure Vessels Code, Section IX, che costituisce nello specifico un riferimento basilare anche per altri codici di primaria importanza. Per garantire alle specifiche il necessario grado di standardizzazione, è quasi superfluo osservare che norme o codici di riferimento stabiliscano requisiti per la loro stesura, tanto in termini di contenuti minimi che in termini di criteri per la specificazione delle variabili da rappresentare. Nulla togliendo alla normativa europea, è innegabile però che il Codice ASME, Section IX, rappresenti un ri* Redazione a cura della Divisione Formazione dell’Istituto Italiano della Saldatura, Genova. ferimento di assoluta rilevanza a livello internazionale, non solo in ambito statunitense, tanto che talvolta è preso come riferimento anche in ambiti molto diversi - e purtroppo talvolta impropri - da quello per cui è stato concepito, ossia la definizione dei criteri tecnici applicabili da parte del costruttore per la progettazione, la fabbricazione e il collaudo di apparecchiature in pressione, nonché le relative responsabilità nella gestione del proprio sistema di controllo della qualità. Questo articolo si pone lo scopo di fornire una prima introduzione alla stesura di Specifiche di Procedura di Saldatura secondo il suddetto Codice, demandando ad altre sedi, evidentemente, gli approfondimenti necessari a chi già conosca la materia e voglia invece affrontare casi specifici, non riconducibili ad uno schema introduttivo. 2. La stesura di una WPS secondo il Codice ASME Nell’ambito della Section IX del Codice ASME, l’argomento relativo alle caratteristiche ed ai requisiti minimi di una WPS è sviluppato all’interno del paragrafo QW-200 (il Codice aiuta il proprio utilizzatore localizzando i requisiti stessi in altrettanti paragrafi, chiaramente identificabili). In particolare, per la stesura e la verifica in un secondo tempo di una WPS, secondo il Codice ASME - come in accordo ad altri riferimenti applicabili - un primo requisito è il rispetto di una serie di variabili che il Codice stesso divide in tre categorie: essenziali, essenziali supplementari e non essenziali; al riguardo, si osserva che l’aggettivo essenziale va oltre il proprio consueto significato poiché è associato a quelle variabili la cui variazione al di fuori di un dato intervallo comporta la riqualificazione del processo. La lista delle suddette variabili è riportata nei paragrafi compresi tra il numero QW-250 ed il QW-280. Per il formato da adottare, come chiaramente indicato, il Codice non impone uno schema in forma mandatoria: tuttavia, nell’Appendix B (non mandatoria, appunto) è fornito un esempio di formato che può essere adottato, in assenza di alternative, limitatamente ai processi ad arco elettrico SMAW, SAW, GMAW e GTAW. 2.1 Dati generali (Code User Identification Block) Per quanto possa sembrare strano, è opportuno fare alcune precisazioni già a partire da questa parte del documento, che riporta appunto i dati identificativi del Costruttore (che il Codice più precisamente identifica come Code User): al riguardo, è il caso di ricordare ai lettori meno esperti che in ambito Rivista Italiana della Saldatura - n. 6 - Novembre / Dicembre 2012 811 ,QWURGX]LRQHDOODVWHVXUDGL6SHFLÀFKHGL3URFHGXUDGL6DOGDWXUD:36VHFRQGR&RGLFH$60(6H]LRQH,; numero e della revisione) in modo più rapido ed efficace. Figura 1 - Code User Identification Block ASME il Costruttore agisce per effetto di una vera e propria autorizzazione conferita da ASME stessa, all’interno di uno specifico campo di validità. Entriamo, quindi, nello specifico di ogni singolo dato, (Fig. 1). r Company Name: la ragione sociale da indicare in questo punto dovrebbe coincidere con la denominazione riportata nell’autorizzazione ottenuta da ASME, utilizzando se possibile la versione (per esempio, una sigla) più breve esistente; r By: in questo campo, secondo il Codice, dovrebbe essere riportato il riferimento della persona che ha dato l’autorizzazione all’uso della WPS in questione (di norma, il sistema di gestione per la qualità dovrebbe prevedere una o più persone autorizzate a rilasciare tale autorizzazione); r Welding Procedure Specification No.: a questo riguardo, il Codice non fornisce criteri per la numerazione delle WPS e anche in questo caso, di solito, si fa riferimento ai documenti emessi dalle competenti funzioni aziendali in materia di identificazione della documentazione; r Date: in genere, la data cui si fa riferimento in questo punto è la data di certificazione della WPS oppure quella relativa alla sua autorizzazione all’uso; r Revision No.: il Codice ammette al punto QW-200.1(c) la modifica di una WPS (limitatamente alle variabili non essenziali), a condizione ovviamente che se ne dia evidenza in un’apposita revisione della stessa, da specificare proprio in questo punto; r (Revision) Date: si tratta appunto della data in cui sono state effettuate le variazioni di cui al punto precedente; r (Revision) by: vale sostanzialmente quanto riportato per l’emissione del documento. Si tratta quindi del riferimento della persona che ha dato l’autorizzazione all’uso della WPS in questione; r Supporting PQR No.(s): questo punto è trattato in QW-200.1(b), il quale richiede che la WPS faccia riferimento alla PQR che la supporta (si noti, peraltro, che può esservi più di una PQR a supporto dell’insieme delle variabili essenziali di una singola WPS); r Welding Process(es): è individuato come variabile essenziale in QW-401. Si tratta, anzi, della prima vera e propria variabile essenziale nella WPS; r Process Type(s): questo punto è descritto in QW-410.25 come variabile non essenziale, a meno di una variazione dal tipo manuale (o semiautomatico) a meccanizzato (o automatico) o viceversa. Le possibilità previste dal Codice, per il Process Type sono: r Manual: gestito da un saldatore che imprime il movimento alla pinza (torcia) ed al consumabile (elettrodo o bacchetta); r Semi-automatic: gestito da un saldatore, che imprime il movimento alla sola torcia; r Machine: gestito da un operatore, che è in grado di effettuare variazioni ai parametri; r Automatic: gestito da un operatore non in grado di effettuare variazioni dei parametri. Al termine di questo blocco possono essere esplicitate alcune informazioni, tipicamente il processo applicabile ed eventuali limitazioni (assenza o meno del trattamento termico, esecuzione o meno delle resilienze in sede di qualificazione), che possano aiutare ad identificare la WPS (al di là del suo 812812 Rivista Italiana della Saldatura - n. 6 - Novembre / Dicembre 2012 2.2 Joints La successiva sezione della Specifica riguarda le caratteristiche del giunto intese come tipologia dello stesso e specifiche relative alla sua preparazione. Come indicato nel format riportato nel Codice stesso, l’articolo di riferimento è il QW-402, (Fig. 2), nel quale si trovano le informazioni inerenti l’essenzialità o meno della singola variabile (che dipende essenzialmente dal processo di saldatura, come chiaramente riportato nella tabella QW-16). r Joint design: va indicata la geometria del giunto (groove, fillet ad esempio) ed il tipo di preparazione dei lembi impiegata (Vee-groove, U-groove, single bevel, double bevel etc.); r Root spacing: è il valore della distanza tra i lembi, che spesso viene indicato anche nello sketch riportato nella stessa sezione del documento; r Backing: si tratta ovviamente del sostegno al rovescio del giunto. In questo punto della sezione ci si limita ad indicare se esso sia presente o meno, non la sua natura, che può essere esplicitata successivamente (Metal, Nonfusing material, Nonmetallic, oppure Other). Relativamente a quest’ultimo punto, va osservato che se un giunto è realizzato con il concorso di più di un processo (ad esempio: GTAW e SMAW, in sequenza) occorrerà specificare che il “weld metal” depositato dal primo processo costituisce il supporto per il secondo, come se quest’ultimo fosse eseguito, di fatto, con un vero e proprio sostegno. Come suggerito anche dalle note indicate nel format presente nel codice, nello sketch possono inoltre essere aggiunte a discrezione del Code User ulteriori informazioni utili a definire in modo esaustivo le caratteristiche della preparazione del giunto e della sequenza delle passate, limitatamente a quelle che abbia ovviamente senso di- ,QWURGX]LRQHDOODVWHVXUDGL6SHFLÀFKHGL3URFHGXUDGL6DOGDWXUD:36VHFRQGR&RGLFH$60(6H]LRQH,; TABELLA 1 - P-No. fondamentali per la saldatura Figura 2 - Caratteristiche del giunto stinguere ai fini dell’applicazione della WPS stessa (Fig. 2). 2.3 Base metals Il documento passa quindi a definire in modo univoco le caratteristiche del(i) materiale(i) base: le condizioni che esplicitano la validità della qualificazione della procedura sono riportate nel paragrafo QW-403, (Fig. 3). Come avviene peraltro anche a livello europeo, dove i materiali (ferrosi o meno) sono raggruppati secondo ISO/ TR 15608 in base alla loro analisi chimica e/o caratteristiche meccaniche, analogamente il Codice definisce (QW-420, tanto per la saldatura che per la brasatura) una serie di raggruppamenti denominati P-Number: i materiali associati al medesimo P-Number si ritiene presentino caratteristiche (composizione chimica, saldabilità, proprietà meccaniche) confrontabili. Inoltre, quando necessario, all’interno di un determinato P-Number possono essere identificate ulteriori partizioni grazie ai cosiddetti Group-Number, utilizzati ad esempio quando una WPS viene qualificata con l’esecuzione di resilienze da altre Sezioni o Codici. Per gli utilizzatori europei può essere utile osservare che il paragrafo QW420, nella successiva QW/QB-422, Figura 3 - Caratteristiche del materiale base fornisce una lista esaustiva delle specifiche dei materiali applicabili, indicando per ognuno di quelli riportati P-No e Group-No. e il relativo raggruppamento ISO/TR 15608 (si osservi che tale “cross reference” è peraltro conforme al contenuto della norma ISO/ TR 20173:2008 “Grouping systems for materials - American materials”. In sintesi, nella Tabella 1, sono riportati i P-No. fondamentali per la saldatura. In alternativa, per individuare univocamente il(i) materiale(i) base è inoltre possibile indicarne la classificazione ed il grado secondo lo stesso Codice (ad esempio, SA-516 Gr. 70). Per quanto meno pratico per materiali classificati, è infine possibile anche l’alternativa dell’identificazione del(i) materiale(i) base mediante la sua analisi chimica e proprietà meccaniche, opzione verosimilmente applicabile in caso di materiali non riconducibili ad una classificazione standardizzata in ambito ASME II, ASTM o magari neppure in possesso di uno specifico UNS Number. La sezione che stiamo considerando richiede quindi di specificare lo spessore, tanto che si tratti di giunti testa a testa (groove welds) che giunti d’angolo (fillet), informazione che deve risultare ovviamente congruente con quanto eventualmen- Materiali P-No. acciai da 1 a 15F alluminio e leghe di alluminio da 21 a 26 rame e leghe di rame da 31 a 35 nichel e leghe di nichel da 41 a 49 titanio e leghe di titanio da 51 a 53 zirconio e leghe di zirconio 61 e 62 te indicato nello sketch associato alla sezione precedente. In questa sezione può inoltre essere indicato il diametro del tubo (qualora il materiale base sia in questa forma), per quanto tale informazione manchi nell’esempio riportato dal Codice. Come in ogni altra sezione, il modello scelto può riportare a questo punto un campo “Other” utile ad inserire ulteriori informazioni; è bene ricordare che ogni campo deve comunque essere compilato, tenendo bene presente la differenza esistente tra una voce non congruente con il caso considerato (per la quale occorrerà indicare la dicitura “Not applicable”) ed una voce che – per quanto potenzialmente congruente – si è ritenuto di non applicare (ad esempio, l’esecuzione di un trattamento termico dopo saldatura). 2.4 Filler metal E’ quindi il momento di occuparsi dei materiali d’apporto, i quali fanno riferimento al paragrafo QW-404 per quanto concerne la validità della qualificazione della procedura, in termini di variabili essenziali, (Fig. 4). Per quanto il modulo contenuto nel Codice presenti due sole colonne, utilizzabili per altrettanti processi (quindi materiali d’apporto), si suggerisce di prevederne tre, dato che in alcuni casi si tratta di una soluzione piuttosto comune (si pensi ad un giunto realizzato con i processi GTAW, SMAW e SAW, in successione). Come anche nel caso dei materiali base, per trovare le informazioni riguardanti i materiali d’apporto Rivista Italiana della Saldatura - n. 6 - Novembre / Dicembre 2012 813813 ,QWURGX]LRQHDOODVWHVXUDGL6SHFLÀFKHGL3URFHGXUDGL6DOGDWXUD:36VHFRQGR&RGLFH$60(6H]LRQH,; TABELLA 2 - Principali caratterizzazioni relative agli F. No Materiali F-No. acciai da 1 a 6 alluminio e leghe di alluminio da 21 a 25 rame e leghe di rame da 31 a 37 nichel e leghe di nichel da 41 a 46 titanio e leghe di titanio da 51 a 56 zirconio e leghe di zirconio 61 consumabili per riporti 71 e 72 di saldatura dobbiamo ricercare oltre, nella Section IX del Codice, arrivando sino al paragrafo QW-430: in questo punto possiamo osservare come i consumabili siano (ormai storicamente) classificati con opportuni F-Number nel prospetto riportato in QW-432; tale prospetto appare più semplice rispetto a quello presente per i materiali base e riporta appunto i singoli F-No. associati ad ogni classificazione AWS A5.XX (ripresa, peraltro, nell’analoga SFA-5.XX). Quando applicabile, la classificazione è inoltre completata dal relativo UNS. A titolo di esempio, ad un elettrodo rivestito classificato E309L-16 secondo AWS A5.4 corrisponde un F-No. 5. Più nel dettaglio, nella Tabella 2, si riportano le principali categorizzazioni relative agli F-No. Per comodità del TABELLA 3 - Principali classificazioni SFA-5.XX (corrispondenti ad ASTM A5.XX) SFA-5.1 Carbon Steel Electrodes for Shielded Metal Arc Welding SFA-5.2 Carbon and Low Alloy Steel Rods for Oxyfuel Gas Welding SFA-5.3 Aluminum and Aluminum-Alloy Electrodes for Shielded Metal Arc Welding SFA-5.4 Stainless Steel Electrodes for Shielded Metal Arc Welding SFA-5.5 Low-Alloy Steel Electrodes for Shielded Metal Arc Welding SFA-5.6 Covered Copper and Copper Alloy Arc Welding Electrodes SFA-5.7 Copper and Copper Alloy Bare Welding Rods and Electrodes SFA-5.8 Filler Metals for Brazing and Braze Welding SFA-5.9 Bare Stainless Steel Welding Electrodes and Rods SFA-5.10 Bare Aluminum and Aluminum-Alloy Welding Electrodes and Rods SFA-5.11 Nickel and Nickel-Alloy Welding Electrodes for Shielded Metal Arc Welding SFA-5.12 Tungsten and Tungsten-Alloy Electrodes for Arc Welding and Cutting SFA-5.13 Surfacing Electrodes for Shielded Metal Arc Welding SFA-5.14 Nickel and Nickel-Alloy Bare Welding Electrodes and Rods SFA-5.15 Welding Electrodes and Rods for Cast Iron SFA-5.16 Titanium and Titanium Alloy Welding Rods and Electrodes SFA-5.17 Carbon Steel Electrodes and Fluxes for Submerged Arc Welding SFA-5.18 Carbon Steel Electrodes and Rods for Gas Shielded Arc Welding SFA-5.20 Carbon Steel Electrodes for Flux Cored Arc Welding SFA-5.21 Bare Electrodes and Rods for Surfacing Stainless Steel Electrodes for Flux Cored Arc Welding and Stainless Steel SFA-5.22 Flux Cored Rods for Gas Tungsten Arc Welding SFA-5.23 Low-Alloy Steel Electrodes and Fluxes for Submerged Arc Welding SFA-5.24 Zirconium and Zirconium Alloy Welding Electrodes and Rods SFA-5.25 Carbon and Low-Alloy Steel Electrodes and Fluxes for Electroslag Welding SFA-5.26 Carbon and Low-Alloy Steel Electrodes for Electrogas Welding SFA-5.28 Low-Alloy Steel Electrodes and Rods for Gas Shielded Arc Welding SFA-5.29 Low-Alloy Steel Electrodes for Flux Cored Arc Welding SFA-5.30 Consumable Inserts SFA-5.31 Fluxes for Brazing and Braze Welding SFA-5.32 Welding Shielding Gases Figura 4 - Materiali d’apporto 814814 Rivista Italiana della Saldatura - n. 6 - Novembre / Dicembre 2012 ,QWURGX]LRQHDOODVWHVXUDGL6SHFLÀFKHGL3URFHGXUDGL6DOGDWXUD:36VHFRQGR&RGLFH$60(6H]LRQH,; TABELLA 4 - Classificazione in base agli A-No. Materiali A-No. Mild steel 1 Carbon Molybdenum 2 Chrome (0,4 to 2%) Molybdenum 3 Chrome (2 to 4%) Molybdenum 4 Chrome (4 to 10,5%) Molybdenum 5 Chrome - Martensitic 6 Chrome - Ferritic 7 Chromium Nickel (7.5 to 15) 8 Chromium Nickel (15 to 37) 9 Nickel to 4% 10 Manganese Molybdenum 11 Nickel - Chrome Molybdenum 12 lettore, nella Tabella 3 sono indicate le principali classificazioni SFA-5.XX (corrispondenti ad ASTM A5.XX). Successivamente, seguendo ancora una volta l’ordine del format, troviamo il campo relativo ad un parametro denominato A-Number (A-No.): si tratta di un ulteriore sistema di classificazione, in questo caso riferito alla composizione chimica del materiale d’apporto, la cui valenza come variabile essenziale è descritta in QW-404.5, mentre la classificazione vera è propria (di cui si riporta una sintesi nella Tabella 4) è indicata in QW-442. Evidente, invece, il significato del campo successivo “Size of Filler Metals”, in cui occorre riportare il diametro del(i) consumabile(i) impiegato(i), per processo, espresso in millimetri; inoltre, è prevista la specificazione della “Product form” dello stesso consumabile, per quanto a stretto rigore si tratti di un’informazione desumibile da altre (ad esempio, dalla classificazione SFA-A5.XX oppure ASTM A5.XX): in ogni modo, le tipologie principali sono ovviamente “covered electrode”, “wire”, oppure “rod”. Il campo “Supplemental Filler Metal” è invece da ritenere facoltativo e va considerato ed utilizzato solo se applicabile, ovviamente. Al contrario, appare essenziale (anche ai fini della validità delle procedure qualificate) il campo denominato “Thickness Range”, riferito a giunti tipo “Groove” o “Fillet”, quando applicabili: si tratta della misura (espressa in mm) del deposito realizzato con il processo considerato. Nel caso sia applicato più di un processo, la sommatoria dei singoli valori deve essere pari al valore del parametro “Thickness Range” di cui al punto 2.3 del presente articolo. I campi successivi (Electrode – Flux Class, Flux Type e Flux Trade Name) sono evidentemente riferiti al flusso impiegato in caso di processo ad arco sommerso (SAW) e richiedono semplicemente la registrazione di queste informazioni (al riguardo, per la valenza di questa variabile si deve fare riferimento a QW-404.17). Allo stesso modo, il campo afferente ai “Consumable Insert” andrà utilizzato solo quando applicabile, facendo riferimento, ad esempio, alle specifiche ed alle classificazioni di cui in SFA-5.30. Per la voce “Other” valgono considerazioni analoghe a quelle già espresse: così come per il materiale base possono essere previste ad esempio limitazioni al valore del CE, in questo caso possono essere introdotti filtri sull’analisi chimica dei consumabili stessi, come accade in alcuni casi per la saldatura degli acciai al Cr – Mo (V). 2.5 Positions In questa sezione viene specificata la posizione di saldatura da impiegare, con riferimento al paragrafo QW-405 per quanto attiene alla valenza di questa variabile nei confronti della qualificazione dei processi e al QW-461, per la natura delle informazioni da riportare (Fig. 5 e Tab. 5). Per comprendere la logica implementata dal Codice, ferma restando la distinzione tra giunti Figura 5 - Posizioni di saldatura TABELLA 5 - Groove welds e Fillet welds Groove welds Fillet welds Position Diagram reference Axis inclination Rotation of Face Flat A 0 to 15 150 to 210 Horizontal B 0 to 15 Overhead C 0 to 80 Vertical 80 to 150 210 to 280 0 to 80 280 to 360 D 15 to 80 80 to 280 E 80 to 90 0 to 360 Position Diagram reference Axis inclination Rotation of Face Flat A 0 to 15 150 to 210 Horizontal B 0 to 15 Overhead C 0 to 80 D 15 to 80 125 to 235 E 80 to 90 0 to 360 Vertical 125 to 150 210 to 235 0 to 125 235 to 360 Rivista Italiana della Saldatura - n. 6 - Novembre / Dicembre 2012 815815 ,QWURGX]LRQHDOODVWHVXUDGL6SHFLÀFKHGL3URFHGXUDGL6DOGDWXUD:36VHFRQGR&RGLFH$60(6H]LRQH,; Figura 6 - Posizioni di saldatura per “Groove” (a sinistra) e “Fillet” weld (a destra) Figura 7 - Designazione delle posizioni di saldatura per giunti “Groove” tra lamiere e tubi e “Fillet” tra lamiere tipo “Groove” e “Fillet”, occorre fare riferimento tanto all’asse longitudinale del giunto quanto ad eventuali possibili rotazioni dello stesso, come suggerito dalle Figure 6 e 7 (riportate a titolo di esempio). Considerando i possibili valori assunti da entrambe queste variabili, si ottengono le seguenti posizioni fondamentali, che saranno implementate successivamente con ulteriori codifiche riferite ai casi di impiego più ricorrente (giunti testa a testa tra lamiere, tra tubi, tra lamiere ed tubi etc.). In conclusione, la codifica da utilizzare per la stesura della WPS si basa sui principi suddetti e prevede nell’ordine un numero (riferito alla posizione vera e propria) ed una lettera (G per “Groove”, F per “Fillet”). Nella Figura 7 sono riportati i casi più Figura 8 - Preriscaldo comuni previsti in QW-461. Una volta specificata la posizione, il format prevede anche l’indicazione relativa alla “Welding Progression”, per la quale è ovviamente sufficiente distinguere tra “Up” e “Down”, qualora ovviamente il concetto sia applicabile al caso considerato. Per scrupolo, è opportuno ricordare che si deve indicare “Not 816816 Rivista Italiana della Saldatura - n. 6 - Novembre / Dicembre 2012 applicable” (N. a.) alla voce non pertinente tra quelle riportate (ad esempio, la “Position of Fillet”, per giunti “Groove”), evitando l’uso di trattini o (peggio) di lasciare il campo vuoto. 2.6 Preheat In questa sezione vengono specificate le informazioni essenziali riguardanti ,QWURGX]LRQHDOODVWHVXUDGL6SHFLÀFKHGL3URFHGXUDGL6DOGDWXUD:36VHFRQGR&RGLFH$60(6H]LRQH,; Può essere di particolare interesse, in questo caso come pure in quello della sezione precedente, l’informazione eventualmente riportata nel campo “Other”, qualora si faccia riferimento a norme metodologiche (AWS D10.10, ad esempio) oppure a specifiche, procedure o altri documenti di natura contrattuale. TABELLA 6 - Designazione di alcune miscele protettive secondo SFA-5.32 $:6&ODVVLÀFDWLRQ Mixtures % Gas SG-AC-25 ĥ Argon + Carbon Dioxide SG-AO-2 98/2 Argon + Oxygen SG-AHe-10 90/10 Argon + Helium SG-AH-5 95/5 Argon + Hydrogen SG-HeA-25 75/25 Helium + Argon SG-HeAC-7.5/2.5 90/7.5/2.5 Helium + Argon + Carbon Dioxide SG-ACO-8/2 90/8/2 Argon + Carbon Dioxide + Oxygen SG-A-G Special Argon + Mixture Figura 9 - Trattamento termico dopo saldatura l’eventuale esecuzione del preriscaldo, con riferimento al paragrafo QW-406 per quanto attiene alla valenza di questa variabile nei confronti della qualificazione dei processi (Fig. 8). La compilazione appare piuttosto semplice: nel campo “Preheat Temperature” si indica appunto la temperatura stessa di preriscaldo (intesa ovviamente come valore minimo), analogamente per la “Interpass Temperature” (intesa invece come valore massimo). Allo stesso modo si indica un eventuale “Preheat Maintenance” (quando applicabile). Postweld Heat Treatment (PWHT) In questa sezione vengono specificate le informazioni essenziali riguardanti l’esecuzione dell’eventuale trattamento termico dopo saldatura (con riferimento al paragrafo QW-407 per quanto attiene alla valenza di questa variabile nei confronti della qualificazione dei processi). Le informazioni previste per questa sezione sono piuttosto sintetiche: r Temperature Range: indica l’intervallo dei valori di temperatura previsto per il trattamento, spesso indicato con la temperatura nominale, completata dalla tolleranza ammissibile; r Time Range: indica invece la durata della fase di mantenimento, spesso indicata invece come valore singolo. Il format proposto dal Codice appare in questo caso anche troppo sintetico: di norma, è preferibile indicare in questa sezione anche le velocità di riscaldamento (Heating Rate) e di raffreddamento (Cooling Rate) previste, espresse in entrambi i casi in °C/ora, tipicamente (Fig. 9). 2.8 Gas In questa sezione vengono specificate le informazioni essenziali riguardanti le caratteristiche del(i) gas impiegato(i) per la protezione, sia essa quella primaria, secondaria o al rovescio (con riferimento al paragrafo QW408 per quanto attiene alla valenza di questa variabile nei confronti della qualificazione dei processi). Come nel caso precedente, il format del Codice appare migliorabile introducendo la possibilità di specificare le caratteristiche del gas per due processi distinti (Fig. 10). Inoltre, per come è strutturata, la sezione sembra prendere in considerazione i soli gas impiegati con funzione protettiva, mentre appare opportuno impiegare la sezione stessa anche per l’eventuale gas plasmageno e per i gas (combustibile e comburente) impiegati per la saldatura con fiamma (tipicamente ossiacetilenica). r Con la dicitura “Shielding” si indica il gas per la protezione primaria, quindi alla torcia (relativamente ai processi GTAW, GMAW e FCAW); r con la dicitura “Trailing” l’eventuale gas impiegato per la protezione secondaria (caratteristica ad esempio di talune procedure 2.7 Figura 10 - Gas Rivista Italiana della Saldatura - n. 6 - Novembre / Dicembre 2012 817817 ,QWURGX]LRQHDOODVWHVXUDGL6SHFLÀFKHGL3URFHGXUDGL6DOGDWXUD:36VHFRQGR&RGLFH$60(6H]LRQH,; di saldatura di titanio puro o sue leghe); r con la dicitura “Backing” l’eventuale presenza di gas di protezione al rovescio (tipica della saldatura di alcuni acciai bassolegati e legati e di talune leghe non ferrose). Per ognuno di questi campi si è tenuti a specificare la tipologia di gas (o miscela) e la relativa portata (Flow Rate, espressa in genere in l/min), cui è di norma associato un intervallo di valori per ovvie ragioni di opportunità. Come anticipato, qualora applicabili, possono essere aggiunti anche i campi relativi al processo plasma (per il quale il gas assolve oggettivamente una funzione diversa) ed a quello con fiamma ossiacetilenica (se di interesse del Code User). Nel format non è espressamente prevista l’informazione relativa alla classificazione del gas (o miscela) secondo SFA-5.32, per quanto sia possibile comunque indicarla, per ulteriore chiarezza e completezza (si veda, al riguardo, la Tabella 6). 2.9 Electrical characteristics In questa sezione vengono specificate le informazioni essenziali riguardanti le caratteristiche elettriche associate al processo(i) di saldatura impiegato(i), che possono variare peraltro da passata a passata e richiedono, ovviamente, un grado di dettaglio significativo. Il Codice valuta la valenza di queste variabili in QW-409, (Fig. 11). Di fatto, questa sezione presenta due parti distinte: r una parte che tratta informazioni indipendenti dalla singola passata; r una parte strutturata secondo la tipica forma tabellare per considerare (per righe) le variabili da associare ad ogni passata (o gruppo di passate) che sia(no) realizzata(e) con valori riconducibili agli stessi intervalli numerici (al riguardo, è opportuno che la numerazione delle passate risulti congruente con quella utilizzata per realizzare lo sketch per la sezione Joints). Nella prima parte troviamo i seguenti campi: r le caratteristiche della corrente pulsata (Pulsing Current, quando impiegata); r il massimo valore dell’apporto termico (Heat input), sebbene i valori di questa variabile siano in genere riportati per ogni passata (o gruppo di passate) nella tabella ad essi relativa; r le caratteristiche dell’eventuale elettrodo infusibile (Tungsten Electrode Size and Type), per il quale è opportuno fare riferimento alla classificazione prevista in SFA-5.12, per quanto non esplicitamente richiesta; r le modalità di trasferimento del materiale d’apporto (Mode of Metal Transfer, limitatamente al processo GMAW): per questa variabile si consiglia particolare attenzione nel caso di modalità di trasferimento diverse da quelle convenzionali (Short Circuiting, Spray o Globular), anche per quanto concerne la validità della qualificazione associata alla procedura. Nella seconda parte (quella strutturata appunto in forma tabellare) troviamo invece i seguenti campi: r l’identificazione di ogni singola passata o gruppo di passate, come indicato nello sketch, nella parte iniziale della WPS (Weld Passes), normalmente mediante una codifica numerica. Si osservi che appare opportuno distinguere le sole passate che siano seguite con parametri differenti, per non affollare il documento con informazioni non strettamente necessarie; r il processo di saldatura (Process) impiegato per realizzare quella passata (o gruppo di passate). Considerando anche la possibilità di impiegare processi a più fili per ogni torcia, si suggerisce di prevedere nel format due colonne, ove necessario, per distinguere opportunamente i fili suddetti e le modalità per la loro alimentazione; r le caratteristiche che permettono di identificare in modo univoco il consumabile (la sua classificazio- 818818 Rivista Italiana della Saldatura - n. 6 - Novembre / Dicembre 2012 r r r r r r ne SFA-5.XX, tipicamente, ed il diametro espresso in mm del consumabile stesso): “Classification” e “Diameter”; “Current Type” and “Polarity”: la voce è di per sé chiara, a condizione di non commettere imprecisioni con le sigle (DC, per la corrente continua, AC per quella alternata; EN indica invece l’elettrodo negativo ed EP quello positivo; in alternativa, è usata talvolta l’acronimo DCSP ad indicare la Straight Polarity oppure DCRP la Reverse Polarity); “Amps” (Range): in questo punto si indica l’intensità di corrente impiegata (mediante un intervallo di valori); “Wire Feed Speed” (Range): si tratta della velocità di alimentazione del filo (processi GMAW oppure FCAW). Spesso per questa voce si rimanda alla misurazione dei valori dell’intensità di corrente, cui questa grandezza è notoriamente correlata, per i processi a filo continuo, ovviamente; “Energy or Power” (Range): per questo punto è opportuno fare riferimento all’Appendice H della Sezione IX (a sua volta richiamato in QW-409.1), che approfondisce l’argomento delle forme d’onda definite “waveform”, la cui diffusione è peraltro crescente. In sostanza, qualora l’input termico non possa essere considerato ragionevolmente costante (proprio per effetto dell’impiego di tali forme d’onda), il Codice suggerisce l’impiego di due relazioni diverse dalla classica con cui si calcola l’apporto termico specifico: r Energia istantanea / lunghezza del tratto considerato, oppure r Potenza istantanea * tempo di arco acceso / lunghezza del tratto considerato. “Volts” (Range): l’intervallo dei valori di tensione utili all’esecuzione della passata (o del gruppo di passate); “Travel Speed” (Range): l’intervallo dei valori (espressi in mm / ,QWURGX]LRQHDOODVWHVXUDGL6SHFLÀFKHGL3URFHGXUDGL6DOGDWXUD:36VHFRQGR&RGLFH$60(6H]LRQH,; r r Figura 11 - Caratteristiche elettriche associate al processo(i) di saldatura impiegato(i) minuto) all’esecuzione della passata (o del gruppo di passate); Va osservato che il format che stiamo usando come riferimento riporta l’apporto termico tra le variabili da valorizzare nella parte generale della sezione; tuttavia, è prassi consolidata il calcolo dell’apporto termico per passata (o gruppi di passate realizzate con parametri riconducibili ai medesimi range), prevedendo quindi una colonna dedicata a questo range nella parte tabellare della sezione. 2.10 Technique Siamo arrivati all’ultima sezione del format, che fa riferimento appunto alla tecnica di saldatura ed è riconducibile per la valenza delle variabili contenute al paragrafo QW-410 (Fig. 12). r String or Weave Bead: una delle informazioni presenti in una WPS a prescindere dai riferimenti impiegati per la sua stesura. In particolare, la tecnica “String” non prevede oscillazioni trasversali e r r r va vista appunto come antitetica a quella “Weave” (oscillata), per la quale è necessario (quando applicabile) indicare la frequenza dell’oscillazione ed il tempo di sosta all’estremità di ogni oscillazione effettuata; Orifice, Nozzle or Gas Cup Size: per i processi che prevedono l’impiego di una torcia (GTAW, GMAW, FCAW e PAW) va indicato il diametro della stessa in corrispondenza della sezione di uscita del gas (espresso in mm); Initial and Interpass Cleaning (Brushing, Grinding, etc): in questo punto si indicano le modalità impiegate per la pulitura iniziale e tra le passate. Solo in casi particolari (ad esempio, applicazioni di leghe di alluminio, di titanio e sue leghe) può esservi il riferimento ad una vera e propria procedura, quando prevista; Method of Back Gouging: si tratta delle modalità impiegate per la r r r r solcatura al rovescio (applicabile ovviamente ai giunti saldati da ambo i lati); Oscillation: è il campo che specifica i parametri dell’oscillazione, di cui al campo relativo alla tecnica “String” o “Weave” (frequenza, tempo di sosta); Contact Tube to Work Distance: si tratta della distanza (in mm) tra la parte estrema del contact tube (il tubicino di contatto che alimenta elettricamente il filo) ed il pezzo, per i soli processi a filo continuo (pieno o animato). E’ un parametro più comodo da misurare ed impostare rispetto allo stick out, dal quale peraltro differisce per la lunghezza dell’arco. Per evidenti ragioni di praticità, è opportuno indicare un range, piuttosto di un valore preciso; Multiple or Single Pass (Per Side): informazione macroscopica sulle modalità di esecuzione, riferite peraltro ad ogni singolo lato (un giunto che preveda, ad esempio, una passata al diritto ed una al rovescio è da classificare come Single Pass); Multiple or Single Electrode: voce applicabile ovviamente ai soli processi multi elettrodo (di norma, per processi a filo continuo, come è il caso delle tecniche twin arc); Electrode Spacing: è la distanza (in mm) tra i fili elettrodi utilizzati, se si sia risposto affermativamente alla voce precedente; Peening: voce da prevedere ovviamente solo quando applicata, specificando il metodo con cui il peening stesso viene praticato. 3. Esempi Figura 12 - Tecnica di saldatura In conclusione del presente articolo riteniamo possa essere utile valutare un esempio di WPS redatta, secondo ASME IX, a supporto di una qualifica di procedimento effettuata dal Gruppo IIS nella quale abbiamo omesso per ovvie ragioni di opportunità alcuni dati sensibili quali i dati identificativi del costruttore e dei consumabili utilizzati, (Figg. 13-14). Rivista Italiana della Saldatura - n. 6 - Novembre / Dicembre 2012 819819 ,QWURGX]LRQHDOODVWHVXUDGL6SHFLÀFKHGL3URFHGXUDGL6DOGDWXUD:36VHFRQGR&RGLFH$60(6H]LRQH,; Figura 13 - Esempio di WPS, Sheet 1/2 820820 Rivista Italiana della Saldatura - n. 6 - Novembre / Dicembre 2012 ,QWURGX]LRQHDOODVWHVXUDGL6SHFLÀFKHGL3URFHGXUDGL6DOGDWXUD:36VHFRQGR&RGLFH$60(6H]LRQH,; Figura 14 - Esempio di WPS, Sheet 2/2 Rivista Italiana della Saldatura - n. 6 - Novembre / Dicembre 2012 821821 . www.grafocom.it Struttura solida, qualità costante TECNOELETTRA S.p.A. via Naz Nazionale, 50a-70 - 23885 Calco [LC] Italy - tel. +39 039 9910429 - fax +39 039 9910431 - [email protected] - www.tecnosa.it World wide welding! Per tutto ciò che dovete saldare CLOOS trova la giusta soluzione. Persino per utilizzi a cui non avete nemmeno pensato. 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STUDIONO.IT www.motorsportexpotech.it .PUPSTQPSUÒVONBSDIJPEJ3FBMJ[[BUPJOQBSUOFSTIJQDPO WJBMF7JSHJMJP#t.PEFOB QI̓rGBY TFHSFUFSJB!NPUPSTQPSUFYQPUFDIJU Scienza e Tecnica Scienza e Tecnica Progettare la sicurezza SIL - Safety Integrity Level: la funzione dei sistemi di protezione SIS in relazione ai vincoli di sicurezza integrata secondo IEC 61508 e 61511 La gestione delle funzioni di sicurezza degli impianti industriali è ormai demandata, nella maggior parte dei casi, a sistemi di protezione elettrici/ elettronici/elettronici-programmabili (E/E/EP). Gli standard IEC 61505 e 61511 forniscono linee guida nella progettazione e nella gestione dei sistemi di sicurezza strumentati (SIS Safety Instrumented Systems) al fine di ridurre il rischio residuo di incidente. In modo particolare, la IEC 61511 è orientata all’industria di processo. I risultati delle analisi di tipo statistico, condotte sulle avarie (failure, nel gergo tecnico) occorse a tali sistemi di protezione, hanno evidenziato l’importanza dei guasti di tipo sistematico, oltreché di tipo casuale, specie se riconducibili ad errate valutazioni commesse già in sede di progettazione del loop di sicurezza. Da qui la necessità di un’analisi del rischio più efficace ed approfondita. Una valutazione più accurata delle funzioni di protezione già in sede di progettazione è in grado di incrementare le performance e, in ultima analisi, comportare una sensibile riduzione dei costi da parte dell’utilizzatore finale dell’impianto. Il principio fondamentale alla base delle due norme è che i requisiti di un SIS devono essere identificati attraverso un’analisi del rischio dovuto a un disservizio dell’apparecchiatura posta sotto controllo (EUC - Equipment Under Control). Tale identificazione sottende le seguenti fasi (IEC 61508 Hazard and Risk Analysis, Cap. 7.4): r r determinazione degli eventi pericolosi dell’EUC, e del sistema di controllo dell’EUC, per tutte le circostanze ragionevolmente prevedibili (incluso condizioni di guasto e di uso improprio); determinazione della sequenza di eventi che portano a quanto individuato nel primo punto. I requisiti di sicurezza per il SIS si fondano pertanto su un approccio sistematico: la probabilità di accadimento degli eventi pericolosi deve essere valutata e le potenziali conseguenze, associate a tali eventi, devono essere determinate. Le normative attuali im- pongono di analizzare i possibili pericoli, valutandone il rischio in ordine alla probabilità di accadimento ed alla conseguenza associata all’evento; qualora il rischio risulti inaccettabile, è necessario prevederne una sua riduzione rivedendo i criteri progettuali. La progettazione dei sistemi di sicurezza, sia meccanici che elettronici, prevede l’individuazione di un valore di rischio tollerabile, ossia di una soglia del rischio, diversa da zero, accettabile per un’organizzazione; questa è necessaria per poter identificare il fattore di riduzione del rischio richiesto ad una funzione di protezione. Il rischio tollerabile dipende da molti fattori, quali: leggi, normative, politiche aziendali, etc. Uno dei modi di identificazione più utilizzati, nel caso di analisi quantitativa, consta nel classificare la frequenza di accadimento e la gravità delle conseguenze applicando il principio ALARP (As Low As Reasonably Possible). Il principio ALARP afferma che c’è un livello di rischio intollerabile ove il rischio non può essere giustificato. Sotto questo valore intollerabile vi è una regione ALARP, o regione di tollerabilità, ove un’attività è permessa se il rischio ad essa associato è tale Rivista Italiana della Saldatura - n. 6 - Novembre / Dicembre 2012 827 Scienza e Tecnica TABELLA 1 - Schema per la valutazione del rischio 3UREDELOLWjFKHVLYHULÀFKLXQGDQQR FUHTXHQ]DGXUDWD Fr PUREDELOLWjHYHQWRSHULFRORVR Pr PRVVLELOLWjHYLWDUHGDQQR Av ≤JLRUQR 4 molto elevata 4 impossibile 4 > giorno ≤ mese 3 SUREDELOH 3 SRVVLELOH 3 ≤ mese 2 possibile 2 probabile 2 ≤ anno 1 trascurabile 1 improbabile 1 TABELLA 2 - Identificazione della Classe SIL Classe SIL Probabilità *UDYLWjGHOGDQQR&RQVHJXHQ]H morte 4 SHUPDQHQWH 3 reversibile 2 solo primo soccorso 1 da essere minimizzato quanto più ragionevolmente praticabile. Sotto la regione ALARP vi è un livello di rischio minimo, o regione ampiamente accettabile, dove il rischio è così basso che non è considerato di per sé pericoloso e nessuna riduzione del rischio risulta efficiente da un punto dei vista dei costi. Il livello di dettaglio, per un’analisi di probabilità, può variare da una stima di tipo qualitativo, basata sul giudizio ingegneristico (what if, check list, HAZOP, FMEA, Risk Graph), ovvero attraverso una stima semiquantitativa, come l’analisi LOPA (Layer Of Protection Analysis). Quest’ultima tecnica, utilizzata in modo particolare negli Stati Uniti, prevede che, una volta identificata la causa iniziatrice e la sua frequenza di 5-6 7-8 9-10 11-12 SIL 2 SIL 2 SIL 2 SIL 3 SIL 3 SIL 1 SIL 2 SIL 3 SIL 1 SIL 2 accadimento, si stimi il contributo di tutti i livelli di protezione indipendenti (e.g. PSV, criteri di progettazione, sistemi di controllo di processo) che contribuiscono alla riduzione delle conseguenze dell’evento indesiderato. A questo segue un’analisi di tipo quantitativo attraverso tecniche di modellazione della propagazione del guasto, in combinazione di dati storici: albero dei guasti, analisi di Markov, equazioni affidabilistiche. Queste valutazioni concorrono dunque alla determinazione del livello di SIL (Safety Integrity Level) che altro non è che l’indicatore ultimo dell’affidabilità associata al sistema di sicurezza cui è riferito. Questa, in estrema sintesi, una rappresentazione schematica di un sistema di sicurezza: Schema di un sistema di sicurezza 828 3-4 Rivista Italiana della Saldatura - n. 6 - Novembre / Dicembre 2012 SIL 1 r r r 4TPUUPTJTUFNBDPTUJUVJUPEBUSBsduttori di grandezze fisiche in impulsi elettrici (rilevano e convertono le variabili controllate); 4 TPUUPTJTUFNB DIF HFTUJTDF MP scambio di informazioni fra S1 e S3 mutuando il segnale in accordo alle logiche attribuite al loop di sicurezza (e.g. PLC); 4TPUUPTJTUFNBEFHMJFMFNFOUJànali costituiti, essenzialmente, dai dispositivi di blocco. Quanto di seguito riportato valga quale esempio, non esaustivo, su come determinare il SIL richiesto. 1. determinare la gravità delle conseguenze provocate da un evento pericoloso; Scienza e Tecnica EFUFSNJOBSFJMQVOUFHHJPQFSMBGSFquenza e la durata dell’esposizione al danno da parte di un operatore; 3. determinare il punteggio per la probabilità che l’evento pericoloso si verifichi durante l’intervallo di esposizione; 4. determinare il punteggio per la possibilità di evitare il danno o di limitarne la portata. La Tabella 1 contiene i parametri utilizzati durante la fase di valutazione del rischio per determinare il punteggio relativo alla probabilità di accadimento di un danno. Nell’esempio si riporta l’analisi del rischio per un albero rotante esposto: r MPQFSBUPSF SJTVMUB FTQPTUP BM QFricolo più volte al giorno: Frequenza (Fr) = 4; r ÍQSPCBCJMFDIFTJWFSJàDIJMFWFOto pericoloso: Probabilità (Pr) = 3; r JMQFSJDPMPQVÖFTTFSFFWJUBUP1PTsibilità di evitare il pericolo: (Av) = 3; r la somma di Fr, Pr e Av: (4+3+3) = 10. La conseguenza dell’evento pericoloso è la lesione irreversibile, Gravità 3, da Report relativi alla valutazione del livello SIL richiesto, affrontato con metodologia analitica di tipo qualitativo DVJOFDPOTFHVFMFHHFOEPMB5BCFMMB VOB$MBTTF4*- Un ulteriore momento di analisi si rende, di fatto, necessario a valle del SIL Evaluation e SIL Assessment. È necessario infatti valutare l’intero ciclo di vita del loop di sicurezza, ossia Report relativi alla determinazione del SIL, calcolato attraverso l’applicazione delle prescrizioni di cui alla norma IEC 61508 analizzare, attraverso l’applicazione di specifiche tecniche di ingegneria di manutenzione, le differenti fasi di vita di un sistema di sicurezza strumentato (SIS), a partire dalle fasi di concezione generale del progetto, fino alla dismissione del SIS stesso, attraversando anche l’aspetto della manutenzione e delle prove di funzionamento del sistema di sicurezza che, peraltro, è possibile configurare come una sorta di Manutenzione Proattiva. Tale processo è specificatamente richiamato dalla norma IEC 61508. Analogamente ad ogni altro item di un impianto, anche un sistema SIL, pertanto, può essere oggetto di approccio manutentivo del tipo RCM (Reliability Centered Maintenance). L’obiettivo finale dell’attività RCM, nel caso in esame, consiste nel garantire che le Funzioni Strumentate di Sicurezza (SIF) preservino, per l’intero tempo nel quale ne viene richiesta la disponibilità, l’efficienza così come definita in sede di progettazione. Ing. Giuseppe Cevasco Roberto Grandicelli Divisione Ingegneria IIS SERVICE Rivista Italiana della Saldatura - n. 6 - Novembre / Dicembre 2012 829 Contatti sede di Milano tel.: +39 02 307051 fax: +39 02 30705752 email: [email protected] www.smt.sandvik.com News & Events Convegno “Robotica ed automazione dei processi in saldatura: quali alternative ai processi convenzionali?” Milano, 27 Novembre 2012 Il programma delle manifestazioni tecniche dell’IIS per l’anno 2012 è ormai giunto al termine. Nel mese di Novembre, secondo il calendario delle manifestazioni stesse, si è tenuto a Milano il giorno 27, presso la tradizionale sede della Federazione delle Associazioni Scientifiche e Tecniche (FAST), il Convegno intitolato “Robotica ed automazione dei processi in saldatura: quali alternative ai processi convenzionali” che ha visto, come partner storico, la collaborazione di SIRI (Associazione Italiana di Robotica ed Automazione) e il Patrocinio di ANASTA (Associazione Nazionale Aziende Saldatura, Taglio e Tecniche Affini). Questo Convegno si inserisce nell’ambito di una collaborazione consolidata tra IIS e SIRI, il cui precedente frutto era stato l’analogo evento organizzato il 30 Settembre 2010 a Genova (“Automazione e robotica in saldatura: soluzioni e tendenze”). In questo caso, il titolo della manifestazione faceva chiaramente intuire la finalità della giornata, ovvero il tentativo di capire quali possibilità al- ternative abbiano oggi i costruttori ai tradizionali processi manuali e semiautomatici, in considerazione delle caratteristiche della propria produzione e dei costi di ammortamento per nuove tecnologie da implementare in affiancamento o sostituzione di quelle esistenti. La giornata – che ha visto la presenza di quasi sessanta partecipanti – è iniziata alle 10 e 15 con un breve saluto a nome dell’IIS da parte dell’Ing. Murgia ed è stata subito dopo aperta dalla presentazione della Professoressa Rezia Molfino, Presidente SIRI, che ha premesso alla parte tecnica del proprio intervento una nota introduttiva sulla propria Associazione. L’intervento della Professoressa Molfino (Robotica ed automazione dei processi di saldatura: traguardi acquisiti e prospettive future) aveva l’ingrato compito di illustrare, da una parte, lo stato dell’arte e di provare a definire allo stesso tempo le possibili prospettive del settore; la presentazione ha toccato gli argomenti delle architetture robotiche, considerando la rapida crescita del processo FSW e delle specifiche che impone per la propria robotizzazione, quindi l’impiego di piattaforme mobili per cantieristica navale. L’intervento è quindi passato a considerare le attrezzature robotiche, illustrando in sintesi i risultati di alcuni programmi di ricerca internazionali, con un cenno alle celle tipo Plug & Play, oggetto peraltro di un successivo intervento, per passare quindi alla sensoristica, all’insegna di una sempre crescente ricerca di integrazione tra la componente robotica e quella umana. Rivista Italiana della Saldatura - n. 6 - Novembre / Dicembre 2012 831 IIS News & Events Il secondo intervento è stato curato invece dal Dott. Jorge Dos Santos, esperto molto conosciuto a livello internazionale ed attivo nell’ambito delle Commissioni Tecniche dell’IIS soprattutto per attività di ricerca all’interno di importanti progetti internazionali orientati al processo FSW. L’intervento del Dott. Dos Santos (in lingua Inglese), integrato dall’illustrazione di numerose applicazioni in ambito automobilistico ed aerospaziale, ad esempio, ha sottolineato le specifiche esigenze delle attrezzature robotiche in termini di forza applicata all’utensile, precisione e rigidezza della struttura, evidenziando i progressi fatti dalla nascita delle prime attrezzature impiegate sino a quelle di più moderna concezione. Dopo la consueta pausa, la giornata è proseguita con la presentazione curata da Fincantieri – Cantieri Navali Italiani SpA, la cui produzione caratteristica consente di avere uno spaccato quanto mai interessante in relazione ai grandi volumi di saldatura da realizzare ed alle condizioni operative caratteristiche della cantieristica navale. Per Fincantieri, ha presentato la relazione (scritta in collaborazione con il Sig. Marco Soriano) l’Ing. Salvatore Manganaro: dopo una presentazione della produzione caratteristica dal Gruppo, l’Ing. Manganaro ha illustrato le peculiarità dell’applicazione dei processi di saldatura nello specifico settore, descrivendo l’evoluzione dal laser puro (e relative difficoltà di adattamento a preparazioni non sempre facilmente controllabili) al laser ibrido, con i conseguenti benefici in termini di adattabilità a luci (gap) variabili, arrivando quindi all’introduzione delle sorgenti in fibra in sostituzione delle precedenti CO2, con relativa caratterizzazione metallografica e delle minori deformazioni dopo saldatura. L’ultima presentazione della mattinata è stata quindi curata da Comau SpA, il cui ruolo nell’ambito della robotizzazione dei processi di saldatura sarebbe perlomeno superfluo sottolineare. Per Comau, erano presenti il Dott. Jean Paul Anker ed il Sig. Luigi Ciardulli, i quali hanno illustrato le caratteristiche della recente proposta di Comau, la cella denominata ATHOMO, che presenta (tra le altre proprietà) un tempo di messa in funzione (Plug & Play, appunto) estremamente ridotto, dedicata alla saldatura ad arco con processo a filo continuo con protezione gassosa. Oltre alle specifiche tecniche della cella, la cui flessibilità ed adattabilità alle varie esigenze produttive sono state evidenziate, è stato possibile valutare anche la praticità della nuova soluzione wireless per il Teach Pendant e le opzioni disponibili per il monitoraggio e la tracciabilità dei parametri di processo. 832 I lavori sono stati quindi sospesi temporaneamente per la pausa pranzo, dopo la quale ha riaperto la sequenza delle presentazioni Air Liquide Welding SpA (con il Dott. Franck Guignard), il cui intervento (in lingua Inglese) riguardava recenti proposte per l’incremento della produttività nella saldatura di torri eoliche in ambito offshore. Rivista Italiana della Saldatura - n. 6 - Novembre / Dicembre 2012 Oltre all’illustrazione di alcune soluzioni a fili multipli per la saldatura con arco sommerso, il Dott. Guignard ha descritto l’adozione di alcune preparazioni specifiche per applicazione, tra cui spicca quella denominata Nib Deposited®, oggetto di uno specifico brevetto. Dopo la fase di illustrazione dei risultati della caratterizzazione dei giunti, sono state illustrate le applicazioni industriali effettuate e le caratteristiche dei consumabili concepiti appositamente. Si è cambiato decisamente settore industriale con la presentazione successiva, curata dall’Ing. Paolo Sacchi, dello stabilimento Scaglietti di Ferrari SpA, autore di una memoria cui hanno collaborato per IIS anche il Sig. Gianni Arleo e l’Ing. Giovanni Battista Garbarino. Con questa presentazione è stato possibile entrare nel mondo della robotizzazione dei processi a filo continuo applicati alla fabbricazione di vetture GT in lega di alluminio, applicata da Ferrari in numerosi gradi per comporre un mosaico di assoluta rilevanza tecnica, ma di notevole complessità nella gestione dei processi stessi e delle possibili deformazioni indotte su spessori di modesta entità. IIS News & Events L’argomento è stato prima in parte affrontato dal Dott. Dos Santos; Kuka ha avuto modo di approfondirne i contenuti, evidenziando gli aspetti e le proprietà che devono essere possedute da un’architettura e da un’attrezzatura robotica per realizzare tali traiettorie, che la renderebbero di estremo interesse per alcuni settori, come ad esempio quello automobilistico. La scelta di Ferrari, per il raggiungimento di diversi obiettivi, è da alcuni anni caduta sulla applicazione robotizzata del noto GMAW-CMT® di Fronius, una delle applicazioni del quale è stata illustrata in relazione alla saldatura della cosiddetta pinna posteriore del modello F151, alla quale sono demandate ovviamente anche essenziali funzioni di tipo estetico oltre che funzionale. Dal settore automotive, il focus della giornata è quindi tornato al mondo delle applicazioni robotizzate FSW, per le quali una delle società leader del settore, Kuka Roboter Italia SpA, grazie alla testimonianza del Dott. Mauro Baima, ha illustrato i progressi raggiunti nella realizzazione di traiettorie trimensionali. E’ stata quindi la volta dell’Ing. Luca Costa di IIS, il cui intervento ha analizzato il contesto della qualificazione dei processi automatizzati e robotizzati e del personale addetto, tanto a livello operativo quanto a livello di coordinamento tecnico di processo. Come l’Ing. Costa ha avuto modo di sottolineare, la qualificazione o certificazione del processo e/o del personale non andrebbero considerati – secondo gli attuali indirizzi – come momenti a sé stanti quanto visti in un ambito ben più ampio ed integrato, nel quale il costruttore orienti la struttura produttiva stessa al soddisfacimento di requisiti di qualità predeterminati, come ad esempio richiesto nella normativa in- ternazionale conosciuta come UNI EN ISO 3834. La giornata si è quindi conclusa con l’intervento di uno dei più autorevoli esperti del settore, l’Ing. Domenico Appendino di Prima Industrie SpA, il quale - malgrado una fitta agenda di impegni internazionali - non ha voluto far mancare la propria testimonianza, come anche in numerosi altri eventi nel recente passato. L’Ing. Appendino si è soffermato sul processo produttivo con cui sono state realizzate le torce olimpiche impiegate nell’ambito delle ultime Olimpiadi di Londra, evidenziando gli aspetti tecnici ma soprattutto, con sincera partecipazione, il ruolo che la tecnologia e le imprese italiane possono tuttora avere a livello internazionale, considerando l’importanza che l’Italia ha da sempre avuto nell’ambito della robotica industriale. Coordinamento Manifestazione IIS: Michele Murgia Tel. (+ 39) 010 83 41 405 [email protected] Rivista Italiana della Saldatura - n. 6 - Novembre / Dicembre 2012 833 www.thetis.tv SEATEC E’ MEMBRO DI: QUALITEC DESIGN AWARD components production & furniture QUALITEC TECHNOLOGY AWARD 11 seatec COMPOTEC 5 06/08 FEBBRAIO 2013 CARRARA seatec CON IL PATROCINIO DI: REGIONE TOSCANA 11 compotec 5 RASSEGNA INTERNAZIONALE TECNOLOGIE, SUBFORNITURA E DESIGN PER IMBARCAZIONI, YACHT E NAVI RASSEGNA INTERNAZIONALE COMPOSITI E TECNOLOGIE CORRELATE www.sea-tec.it www.compotec.it SPONSOR UNICO BANCARIO: ORGANIZZATORE: GRUPPO BANCA CARIGE Cassa di Risparmio di Carrara S.p.A. PR O M OZ I ON E Business on the Move CarraraFiere, Viale Galileo Galilei, 133 - 54033 Marina di Carrara (MS) - Italy - Tel. +39 0585 787963 Fax +39 0585 787602 - e-mail: [email protected] eos eos MKTG & COMMUNICATION MKTG & COMMUNICATION In collaborazione con Ministero dello Sviluppo Economico I NNOVENTIONS Abbiamo provato per voi... Abbiamo provato per voi... Elettrodi Elga Cromarod ITW Welding 1. Presentazione del prodotto Conclude l’edizione 2012 della Rubrica “Abbiamo provato per voi…” un prodotto della casa produttrice di consumabili per saldatura Elga: gli elettrodi rivestiti Cromarod, presentati nella Figura 1. Gli elettrodi rivestiti Cromarod appartengono alla gamma di consumabili per saldatura prodot- ti e distribuiti dalla casa produttrice Elga, facente parte dall’anno 2000 del gruppo ITW - Illinois Tools Works inc. - società attiva nella fabbricazione di prodotti ed attrezzature per diversi settori dell’industria: dalle costruzioni all’automotive, dall’alimentare all’elettronica, tra gli altri. Verranno presentate, nel seguente articolo, le cinque diverse tipologie di elettrodo rivestito di seguito riportate: r r r r r Figura 1 - Elettrodi rivestiti Elga Cromarod $SPNBSPE- "84"&- $SPNBSPE "84"& $SPNBSPE#- "84"&- $SPNBSPE#-/C (AWS A5.4 a&-$C $SPNBSPE# "84"& Tutte e cinque le tipologie di elettrodo sono costituite da un’anima in acciaio inossidabile – di diverso grado – mentre la composizione del rivestimento varia da rutilico per i primi due prodotti a basico per i restanti tre. Per meglio valutare le caratteristiche di tali prodotti, ne sono state analiz- (*) Redazione a cura della Divisione Formazione IIS, Ing. Giovanni Garbarino. Prove condotte in collaborazione con il Laboratorio IIS e ITW Welding. Si ringrazia per la collaborazione prestata l’Ing. Marco Colombo, Quality and Technology, Alfa Laval Olmi SpA. zate le schede tecniche e di sicurezza, facilmente reperibili in formato elettronico sul sito internet della casa produttrice (www.elga.se (MJFMFUUSPEJ$SPNBSPE-F$SPNBSPE#-TPOPDPTUJUVJUJEBVOBOJNB in acciaio inossidabile austenitico a basso tenore di carbonio (inferiore tiQJDBNFOUFBMMP "*4*-DPO rivestimento rispettivamente rutilico e basico. -F TDIFEF UFDOJDIF EFJ EVF QSPEPUUJ sopra citati riportano, a valle di una breve descrizione della tipologia di elettrodo, un elenco delle applicazioni nelle quali risultano essere opportunamente impiegati. Tra queste si ritrovano - oltre alla saldatura di acciai inossidabili classificaUJTFDPOEP"*4*MBSFBMJ[[B[JPOF di diverse tipologie di giunti eterogenei: acciaio inossidabile-acciaio a basso o medio carbonio, acciaio inosTJEBCJMF GFSSJUJDP "*4* "*4* ed esecuzione di strati di transizione tra acciai a basso o medio carbonio e riporti realizzati con elettrodo CroNBSPEP$SPNBSPE-QFSBQplicazioni di weld overlay tipicamente impiegati nel campo dei recipienti in QSFTTJPOFQSFTTVSFWFTTFMT Rivista Italiana della Saldatura - n. 6 - Novembre / Dicembre 2012 837 Abbiamo provato per voi... -B TDIFEB UFDOJDB RVJOEJ SJQPSUB VOP schema grafico, di facile interpretazione, nel quale vengono elencate le posizioni in cui è possibile realizzare tali saldature. Trattandosi di elettrodi rivestiti, non sorprende il fatto che le posizioni consigliate risultino essere, TFDPOEPOPSNBUJWB6/*&/*40 1"1#1$1&F1'TVRVFTUVMUJNB viene raccomandato l’uso di elettroEJ EJ EJBNFUSP OPO TVQFSJPSF BJ NN TJBOFMDBTPEFMMFMFUUSPEPBSJWFstimento basico sia rutilico. Cambia, invece, in funzione della tipologia di rivestimento, la modalità di alimentazione e la polarità di utilizzo raccomandate: nel caso dell’elettrodo a rivestimento basico è consigliata unicamente l’alimentazione in corrente continua ed elettrodo posto al polo poTJUJWP %$ NFOUSF OFM DBTP EFMMFlettrodo a rivestimento rutilico, data la presenza all’interno di tale rivestimento di elementi alcalini (principalmente /B , -J JO HSBEP EJ NJHMJPSBSF MB stabilità dell’arco elettrico, è possibi- Figura 2 - Scheda tecnica dell’elettrodo rivestito Cromarod B309L 838 Rivista Italiana della Saldatura - n. 6 - Novembre / Dicembre 2012 le impiegare oltre all’alimentazione in corrente continua e polarità inversa, l’alimentazione in corrente alternata, vantaggiosa nel caso in cui si debbano realizzare placcature o riporti in quanto tende a contenere maggiormente il valore del rapporto di diluizione e contrastare eventuali problematiche correlate al fenomeno del soffio magnetico. Segue queste informazioni il valore del contenuto di ferrite delta presente all’interno del deposito di saldatura, FTQSFTTP NFEJBOUF JM QBSBNFUSP '/ ferrite number, dato estremamente importante in quanto indice delle proprietà chimico-fisiche finali del deposito. Entrambi gli elettrodi Cromarod -F$SPNBSPE#-TPOPHBSBOUJti nel realizzare depositi caratterizzati EBVOWBMPSFEJ'/DPFSFOUFDPORVBOto richiesto dalle specifiche tecniche di riferimento. A questo punto la scheda tecnica prende in considerazione le caratteristiche di resistenza alla corrosione di un deposito realizzato con questi consumabili. Essendo questi idonei principalmente alla realizzazione di weld overlay, la scheda pone in secondo piano questa proprietà garantendo, ad ogni modo, che il riporto di due strati realizzati con elettrodo $SPNBSPE#-P$SPNBSPE-TV acciaio a medio carbonio corrisponda, in termini di resistenza alla corrosione, ad un riporto in acciaio inossiEBCJMF"*4* Seguono quindi le classificazioni seDPOEPOPSNBUJWB6/*&/*40F normativa americana AWS A5.4. Da queste è possibile trarre le informazioni riguardanti sia le caratteristiche chimiche che meccaniche di un deposito realizzato con questi consumabili, ma per comodità del consumatore queste ultime informazioni vengono direttamente riportate nella scheda tecnica. A conclusione di quest’ultima sono fornite le informazioni operative raccomandate per l’impiego di tali elettrodi, tra le altre troviamo: i parametri tipici di tensione e corrente consigliati in funzione del diametro di elettrodo, il rateo di deposito espresso in kg/h e Abbiamo provato per voi... le temperature ed i tempi di ricondizioOBNFOUP $ QFS I "OBMPHIF considerazioni possono essere fatte QFS MFMFUUSPEP $SPNBSPE -/C *O questo caso la resistenza al fenomeno della sensibilizzazione, cioè della precipitazione di carburi di cromo al bordo del grano austenitico in un intervallo di temperature compreso tra i $ F HMJ $ DPO DPOTFHVFOUF impoverimento del tenore di cromo ed incremento della sensibilità dell’acciaio al fenomeno della corrosione intergranulare è garantita non solo dal basso tenore di carbonio - eviden[JBUP EBMMB MFUUFSB - B TFHVJUP EFMMB nomenclatura numerica - ma anche dalla presenza del niobio, elemento carburigeno in grado di creare carburi stabili alle alte temperature evitando, quindi, la presenza di carbonio libero di legarsi al cromo nell’intervallo di temperature tipico del fenomeno della sensibilizzazione. Come accennato, anche per questa tipologia di elettrodo a rivestimento basico la scheda tecnica propone informazioni analoghe ai consumabili $SPNBSPE - F $SPNBSPE #- varia sensibilmente, invece, il valore del ferrite number che sale ad un vaMPSFMJNJUFEJQFSMVOEJMVJUFEXFME metal. Tale limite ovviamente si abbassa notevolmente sullo strato depositato in funzione della diluizione, sino a raggiungere un valore medio di ferrite DPNQSFTP USB F HBSBOUFOEP VOB analisi chimica sul primo strato paraHPOBCJMFBEVO"*4*-P"*4* Il contenuto di ferrite compreso tra WBMPSJEJGFSSJUFOVNCFSFHBSBOUJsce un incremento della resistenza del deposito nei confronti di fenomeni di criccabilità a caldo ed infragilimento ad alta temperatura. Va sottolineato, infine, che l’impiego dell’elettrodo $SPNBSPE -/C QFS MFTFDV[JPOF del primo strato di riporto fornisce il HJVTUPFRVJMJCSJPEFMSBQQPSUP/C$F può quindi essere evitato il terzo strato con conseguente risparmio sia dal punto di vista dei tempi di produzione che della quantità di consumabile impiegata garantendo ad ogni modo analisi chimica e valore di ferrite delta congruenti con quanto richiesto dalle specifiche tecniche di riferimento. /FMMF'JHVSFFWFOHPOPSJQPSUBUF a titolo di esempio, rispettivamente la scheda tecnica del prodotto Cromarod #- F MB TDIFEB EJ TJDVSF[[B m EB evidenziare il fatto che è tradotta in lingua italiana come richiesto dalle normative vigenti a differenza di quanto avviene per le schede tecniche – EFMMFMFUUSPEP$SPNBSPE# Saranno testati, infine, gli elettrodi SJWFTUJUJ $SPNBSPE F $SPNBSPE # BODIF RVFTUJ DBSBUUFSJ[[BUJ EB un’anima in acciaio inossidabile – in FOUSBNCJ J DBTJ "*4* m F SJWFTUJ- mento rutilico nel primo caso e basico nel secondo. Anche per questi consumabili la scheda tecnica riporta informazioni chiare e dettagliate, a partire dalla descrizione e dal campo di applicazione del consumabile. Gli elettrodi $SPNBSPE F $SPNBSPE # SJporta la scheda tecnica, sono costituiti entrambi da un’anima metallica in acciaio inossidabile austenitico AISI FWFEPOPJMMPSPNBHHJPSJNQJFHP nella saldatura dei gradi di acciaio JOPTTJEBCJMFTUBCJMJ[[BUJBM5JPBM/C SJTQFUUJWBNFOUF "*4* F "*4* o per la saldatura di gradi non stabiMJ[[BUJDPNFJMHSBEP"*4*F- Figura 3 - Scheda di sicurezza dell’elettrodo Cromarod B347 (pagina 1 di 3) Rivista Italiana della Saldatura - n. 6 - Novembre / Dicembre 2012 839 Abbiamo provato per voi... Figura 4 - Confezione tubo a chiusura ermetica degli elettrodi rivestiti Cromarod garantendo elevata resistenza del deposito al fenomeno della corrosione intergranulare in virtù degli elementi TUBCJMJ[[BOUJ5JF/C QSFTFOUJ Per quanto riguarda la tipologia di rivestimento, viene garantita per l’eMFUUSPEP CBTJDP $SPNBSPE # VOB minore tendenza allo sviluppo di porosità all’interno della zona di saldatura, grazie al rivestimento in grado di fornire una migliore protezione gassosa rispetto ai convenzionali elettrodi SJWFTUJUJ WJFOF HBSBOUJUB JOPMUSF VOB scoria facilmente rimovibile anche nel caso di preparazioni “narrow”, caratteristica che va a ridurre i tempi necessari per eseguire la pulizia del cordone dopo saldatura. Rispetto all’elettrodo BSJWFTUJNFOUPSVUJMJDP$SPNBSPE inoltre, l’elettrodo basico Cromarod #QSFTFOUBVOUFOPSFEJTJMJDJPJOGFSJPSFDJSDBMBNFUÆ DIFHBSBOUJTDF una minore suscettibilità del deposito a dare luogo alla formazione di cricche a caldo. Va sottolineato, infine, che l’elettrodo basico Cromarod garantisce una maggiore costanza nel tenore di ferrite delta del deposito in quanto questa tipologia di elettrodo, a livello operativo, richiede una lunghezza d’arco minore rispetto all’elettrodo rutilico. Diminuisce, di conseguenza, il pick-up di azoto proveniente dall’atmosfera, fattore che deve essere tenuto in considerazione in quanto in grado di variare di alcuni punti il tenore EJ GFSSJUF EFMUB -FMFUUSPEP SVUJMJDP 840 Figura 5 - Etichettatura delle confezioni per elettrodi Cromarod d’altro canto, garantisce una migliore saldabilità ed una più facile rimozione della scoria, caratteristiche che andranno valutate al fine di scegliere la migliore soluzione in funzione delle diverse esigenze produttive. Il confezionamento degli elettrodi viene effettuato all’interno di tubi metalliDJiDBOuDPODIJVTVSBFSNFUJDB'JH in grado, pertanto, di mantenere i consumabili al riparo dall’umidità atmosferica, pericolosa in particolar modo nei confronti degli elettrodi a rivestimento basico. Sono eventualmente disponibili confezioni dry pack che non necessitano di trattamento di ricondizionamento in forno (fino al momento JODVJMBDPOGF[JPOFWJFOFBQFSUB 1FS una comoda e diretta valutazione delle caratteristiche degli elettrodi, inoltre, troviamo sull’etichetta riportata sulle confezioni le principali informazioni SJHVBSEBOUJ HMJ FMFUUSPEJ JO QBSUJDPlar modo si ritrova: riferimento alla OPSNBUJWB6/*&/i.BUFSJBMJ EBQQPSUP QFS MB TBMEBUVSB /PSNB generale di prodotto per i metalli d’ apporto e per i flussi utilizzati nella saldatura per fusione dei materiali metallici” e nomenclatura secondo OPSNBUJWB 6/* &/ FE BNFSJcana AWS A5.4. Vengono quindi riportate le posizioni e l’alimentazione in cui è possibile effettuare la saldatura, i principali elementi costituenti un deposito realizzato con l’elettrodo di riferimento e la marcatura CE ad Rivista Italiana della Saldatura - n. 6 - Novembre / Dicembre 2012 indicare che il consumabile è idoneo per l’impiego in costruzioni soggette a CPD. Conclude l’etichettatura l’indicazione riguardante temperature e UFNQJEJSJDPOEJ[JPOBNFOUP/FMMB'Jgura 5 si riporta, a titolo di esempio, l’etichetta presente sulla confezione EFHMJFMFUUSPEJ$SPNBSPE# 2. Esecuzione dei saggi di prova $PNFPSBNBJJM-FUUPSFTBRVFTUBRubrica non ha lo scopo di comprovare le proprietà del prodotto garantite dalla casa produttrice, quanto quello di teTUBSOF MF DBSBUUFSJTUJDIF TVM DBNQP impiegare, cioè, il consumabile in una delle applicazioni per le quali questo WJFOF QSPEPUUP F HBSBOUJUP /PO TPOP stati quindi realizzati i convenzionali saggi di solo materiale d’apporto al fine di valutarne le caratteristiche meccaniche e chimiche, ma sono stati realizzati dei riporti superficiali - applicazione che viene riportata sulle schede tecniche di tutte e cinque le tipologie di elettrodo - impiegando come materiale base un acciaio per applicazioni in regime di scorrimenUP WJTDPTP DMBTTJàDBUP TFDPOEP 6/* &/$S.PPTFDPOEP "45."(S TQFTTPSFNN QSFTFOUBUPOFMMB'JHVSBTPSNPOUBUP da un primo strato di transizione realizzato in acciaio inossidabile auTUFOJUJDP"*4*-P"*4*-/C e due successivi strati di riporto Abbiamo provato per voi... TABELLA 1 - Composizione chimica dell’acciaio ASTM A387 Grado 22 C Si Mn P S Al Cr Ni Mo Cu V Nb Ti N 0.120 0.280 0.490 0.008 0.0040 0.036 2.20 0.031 0.900 0.015 0.012 0.006 0.002 0.0067 TABELLA 2 - Saggi di riporto eseguiti con le diverse tipologie di elettrodi Cromarod Saggio n. Materiale Base ASTM Materiale Base UNI EN 10028-2 I strato di riporto II strato di riporto III strato di riporto 1 A 387 Gr. 22 12CrMo9-10 Cromarod B309L Cromarod B347 Cromarod B347 2 A 387 Gr. 22 12CrMo9-10 Cromarod 309L Cromarod 347 Cromarod 347 3 A 387 Gr. 22 12CrMo9-10 Cromarod B309LNb Cromarod B347 / TABELLA 3 - Parametri esecutivi impiegati per la realizzazione dei saggi 1, 2 e 3 Saggio n. Strato n. Diametro elettrodo [mm] Intensità di corrente [A] Tensione d’arco [V] Velocità di avanzamento [cm/min] Temperatura di preriscaldo [°C] Temperatura di interpass [°C] 1 4 140 ÷ 160 26 ÷ 28 20 ÷ 25 120 170 2 5 180 ÷ 200 26 ÷ 28 20 ÷ 25 20 170 3 5 180 ÷ 200 26 ÷ 28 16 ÷ 20 20 170 1 4 140 ÷ 160 24 ÷ 26 20 ÷ 25 120 170 2 4 140 ÷ 160 24 ÷ 26 20 ÷ 25 20 170 3 4 140 ÷ 160 24 ÷ 26 16 ÷ 20 20 170 1 4 140 ÷ 160 24 ÷ 26 20 ÷ 25 120 170 2 5 180 ÷ 200 26 ÷ 28 16 ÷ 20 20 170 1 2 3 Figura 6 - Materiale base (ASTM A387 Gr. 22) impiegato per l’esecuzione di weld overlay con elettrodi rivestiti Cromarod Figura 8 - Saggio n. 2 Figura 7 - Saggio n. 1 Figura 9 - Saggio n. 3 in acciaio inossidabile austenitico "*4*USBOOFOFMDBTPJODVJÍTUBUP JNQJFHBUP MFMFUUSPEP &-/C JO quanto per quest’ultima tipologia di consumabile è sufficiente realizzare un solo strato successivo in acciaio JOPTTJEBCJMF "*4* /FMMB 5BCFMMB 1 si riporta la composizione chimica del materiale base. Al fine di testare le cinque diverse tipologie di elettrodo, sono stati realizzati i tre saggi di riporto elencati nella Tabella 2. /FMMF'JHVSFFTPOPQSFTFOUBUJ SJTQFUUJWBNFOUFJTBHHJFSFBMJ[zati seguendo le procedure esecutive SJQPSUBUF OFMMB 5BCFMMB 6OB WPMUB realizzati i saggi di riporto, è stato effettuato il trattamento termico di distensione, necessario nel caso della realizzazione di riporti di placcatura di questo genere, impiegando i parametri di tempo e temperatura (esposti Rivista Italiana della Saldatura - n. 6 - Novembre / Dicembre 2012 841 Abbiamo provato per voi... TABELLA 4 - Parametri di PWHT Saggio n. Temperatura di mantenimento [°C] Tempo di mantenimento [h] Rampa di salita [°C/h] Rampa di discesa [°C/h] 1 690 32 50 50 2 690 32 50 50 3 690 32 50 50 OFMMB 5BCFMMB TJNJMBSJ B RVFMMJ VUJlizzati nel settore della costruzione di pressure vessels. Va sottolineato che il trattamento termico è stato condotto applicando i valori massimi in termini di tempo di mantenimento in temperatura, condizione sicuramente più critica per quanto riguarda la prova di piega laterale, in quanto la migrazione del carbonio all’interfaccia tra materiale base e I strato austenitico è funzione del tempo di permanenza ad alta temperatura. All’aumentare di questo parametro, pertanto, aumenta l’estensione della fascia carburata caratterizzata da una minore duttilità. Una volta eseguito il trattamento termico, i saggi sono stati sottoposti presso i -aboratori dell’Istituto Italiano della Saldatura ad una serie di prove atte a valutarne le caratteristiche meccaniche di aderenza, chimico-fisiche di valutazione della percentuale di ferrite delta presente all’interno dei diversi strati di deposito mediante fer- ritoscopio ed analisi chimica dell’ultimo strato di riporto seguita da compaSB[JPOF DPO JM EJBHSBNNB83$ illustrato nella Figura 10. Si precisa che la valutazione del tenore di ferrite delta effettuata mediante ferritoscopio è stata condotta prima dell’esecuzione del PWHT in quanto è noto che dopo trattamento termico di distensione una parte della ferrite delta si trasformi in GBTF TJHNB BNBHOFUJDB DPNF Í QPTsibile notare dalla Figura 11 la quale riporta un’immagine micrografica del saggio n. 1 sottoposto a PWHT nella quale sono state messe in evidenza entrambe le fasi delta e sigma. 3. Caratterizzazione delle proprietà dei riporti realizzati con elettrodi Cromarod 3.1 Prova di piegamento Al fine di valutare la qualità dell’adesione degli strati di riporto depositati, sono state condotte prove di piega- Figura 10 - Diagramma WRC 1992 (Riportato da ASME II Parte C) 842 Rivista Italiana della Saldatura - n. 6 - Novembre / Dicembre 2012 mento laterale per ciascun saggio in accordo alla normativa americana "4.&*9"SU** Come si può notare dalle immagini SJQPSUBUF'JHHF MFQSPWF non hanno messo in evidenza alcuna difettologia di tipo operativo quali incollature o zone caratterizzate da scarsa aderenza. 3.2 Analisi macrografica dei saggi di riporto /FMMF'JHVSFFTPOPSJTQFUtivamente presentate le macrografie delle sezioni trasversali dei saggi 1, 2 F*OUVUUJFUSFJDBTJSJQPSUBUJOPOTJ riscontrano zone termicamente alterate né passate particolarmente estese, dato confortante in quanto indice di un apporto termico non particolarmente elevato cui corrisponde un valore della diluizione contenuto, condizione fondamentale al fine di garantire la resistenza alla corrosione dello strato di riporto. Figura 11 - Micrografia del saggio n. 1 (in evidenza ferrite delta e fase sigma) Abbiamo provato per voi... 3.3 Valutazione del tenore di ferrite delta Figura 12 - Prova di piega laterale eseguita su saggio n. 1 Figura 13 - Prova di piega laterale eseguita su saggio n. 2 Figura 14 - Prova di piega laterale eseguita su saggio n. 3 -FTFDV[JPOF EJ VO SJQPSUP HFOFSBMmente, prevede la deposizione di un materiale caratterizzato da proprietà specifiche per l’impiego cui è destinato, su un materiale base che ha lo scopo di fornire la resistenza meccanica necessaria per l’applicazione preWJTUB/FMDBTPJOPHHFUUPSJGFSFOEPTJ al campo di applicazione dei pressure vessel, sono stati depositati diversi strati di acciaio inossidabile austenitico su un substrato in acciaio al carbonio resistente ad impieghi in regime di scorrimento viscoso (acciaio al Cr.P °GPOEBNFOUBMFQFSUBOUPUFOFSF in debita considerazione l’effetto della EJMVJ[JPOF-BQSFTFO[BEJQJDDPMFQFScentuali di ferrite delta all’interno di un riporto costituto da acciaio a matrice austenitica, da una parte ne migliora il comportamento nei confronti della suscettibilità alla formazione di cricche a caldo ed alla fragilità a caldo in quanto la ferrite delta è costituita da un grano caratterizzato da una morfologia in grado di garantire una maggiore solubilizzazione delle impurezze QSJODJQBMNFOUF [PMGP F GPTGPSP DIF altrimenti tenderebbero a dare luogo a fenomeni di microsegregazione al bordo dei grani austenitici. Questa fase, inoltre, risulta essere maggiormente deformabile a caldo rispetto all’austenite, si determinano, pertanto, minori tensioni di ritiro ed un conseguente incremento della resistenza all’infragiliNFOUPBEBMUBUFNQFSBUVSB-BGFSSJUF delta, d’altra parte, presenta un tenore di cromo superiore rispetto a quello dell’austenite, pertanto al bordo grano tra austenite e ferrite si può verificare un impoverimento nel tenore di questo elemento per addensamento di quest’ultimo al bordo grano ferritico. Tale diminuzione del tenore di cromo rende più suscettibile il bordo grano austenitico ad un attacco corrosivo. Per tale motivo, se la percentuale di ferrite delta raggiunge e supera valoSJ DIF TJ BHHJSBOP JOUPSOP BM TJ viene a formare un reticolo di tale fase pressoché continuo attorno ai grani austenitici, con pericolo di estensione della corrosione a tutta la struttura con una sua conseguente disgregazione. Al fine di valutare l’effetto della diluizione sul tenore di ferrite, sono state eseguite analisi mediante ferritoscopio su tutti e tre gli strati di riporto dei tre saggi eseguiti. Questo strumento, moTUSBUP OFMMB 'JHVSB GPSOJTDF VOB valutazione quantitativa del tenore di ferrite presente all’interno di un acciaio basandosi sulla caratteristica di questa fase di essere ferromagnetica, a Figura 15 - Macrografia del saggio n. 1 Figura 16 - Macrografia del saggio n. 2 Figura 17 - Macrografia del saggio n. 3 Figura 18 - Ferritoscopio impiegato per la valutazione del tenore di ferrite delta Rivista Italiana della Saldatura - n. 6 - Novembre / Dicembre 2012 843 Abbiamo provato per voi... TABELLA 5 - Tenore di ferrite delta valutato mediante ferritoscopio Saggio n° 1 2 3 Strato n° Valore medio di ferrite delta [%] 1 3.32 2 5.21 3 6.12 1 3.63 2 5.37 3 6.53 1 3.61 2 6.01 differenza dell’austenite (che, al contrario, è caratterizzata da proprietà BNBHOFUJDIF /FMMB5BCFMMBTPOPQSFTFOUBUJJSJTVMtati emersi a valle delle prove eseguite con il ferritescopio. /FMDBTPEJUVUUJFUSFJTBHHJFTFHVJUJ i dati ricavati dalle analisi rientrano ampiamente all’interno dei valori riportati dalla scheda tecnica. Questo non stupisce in quanto, come già accennato, i valori di ferrite riportati dalla suddetta scheda si riferiscono ad un deposito di undiluited weld metal, realizzato, cioè, riportando una serie di strati di materiale austenitico tale da non risentire più dell’influenza del materiale costituente il materiale base. Va sottolineato ulteriormente il fatto che la valutazione del tenore di ferrite delta è stata effettuata prima dell’esecuzione del trattamento termico dopo saldatura (necessario nel caso delMF TBMEBUVSF PHHFUUP EFMMBSUJDPMP JO quanto tale operazione può comportare la decomposizione della ferrite delta presente all’interno della matrice austenitica nella fase sigma, la quale a sua volta è amagnetica e potrebbe pertanto sfalsare i valori riportati nell’analisi condotta con ferritoscopio. to di riporto, assume tra l’altro elevata importanza la percentuale degli elementi presenti all’interno dei diversi strati di placcatura, funzione principalmente della composizione chimica del materiale base, dei consumabili e del rapporto di diluizione. In particolar modo l’ultimo strato di materiale depositato deve garantire un tenore di elementi di lega il più possibile vicino a quelli richiesti dalle specifiche tecniche dell’utilizzatore finale. Al fine di valutare tale effetto e, di conseguenza, l’effetto dei parametri operativi sul materiale depositato, è stata condotta presso i -aboratori dell’Istituto Italiano della Saldatura su ciascuno dei tre saggi di placcatura un’analisi chimica dell’ultimo strato di riporto (l’analisi è stata effettuaUB BE VOB QSPGPOEJUÆ EJ NN TPUUP la superficie di riporto in accordo al $PEJDFBNFSJDBOP"4.&4F[JPOF*9 mediante spettrometro ad emissione PUUJDB'JH DPONFUPEPBQSFTDBSJDB BE BMUB FOFSHJB )&14 /FMMB 5BCFMMBTPOPSJQPSUBUJJUFOPSJEFHMJ elementi costituenti i riporti emersi dalle analisi effettuate. Per ulteriore verifica, data l’importanza già ribadita del tenore di ferrite delta presente all’interno della microstruttura metallurgica dello strato di riporto, si è voluto valutare tale parametro appliDBOEP JM EJBHSBNNB83$ 5BMF diagramma permette, noti i valori di cromo equivalente e nichel equivalente, calcolabili rispettivamente tramite MFSFMB[JPOJ F EJTFHVJUPFTQPste, di valutare le fasi costituenti un determinato acciaio inossidabile ed il tenore percentuale di ferrite delta presente. Creq$S.P . /C /Jeq/J. C + 20 . /. $V /FMMB 5BCFMMB WFOHPOP SJQPSUBUJ J 3.4 Analisi chimica dello strato di riporto In relazione al tenore di ferrite delta presente all’interno di una struttura austenitica e relative conseguenze nelle proprietà chimico-fisiche dello stra844 Figura 19 - Spettrometro ad emissione ottica impiegato per le analisi chimiche degli strati di riporto Rivista Italiana della Saldatura - n. 6 - Novembre / Dicembre 2012 Abbiamo provato per voi... TABELLA 6 - Risultati delle analisi chimiche condotte sui saggi di placcatura Saggio n. C% Si % Mn % P% S% Cr % Mo % Ni % V% Al % Cu % 1 0.039 0.354 1.199 0.0169 0.0046 19.427 0.094 10.059 0.0411 0.002 0.058 2 0.032 0.922 0.737 0.0235 0.0097 19.839 0.078 9.918 0.0494 0.001 0.057 3 0.038 0.383 1.154 0.0167 0.0062 19.241 0.106 9.837 0.0358 0.003 0.053 Saggio n. Ti % Nb % W% As% Sn % Co % N% Fe% Nb/C 1 0.008 0.444 0.021 0.001 0.0041 0.013 0.046 68.68 11.38 2 0.005 0.330 0.023 0.001 0.0064 0.014 0.077 67.87 10.31 3 0.007 0.509 0.021 0.001 0.0046 0.012 0.045 68.78 13.39 TABELLA 7 - Valori di Creq e Nieq relativi al primo strato di riporto dei saggi 1, 2 e 3 TABELLA 8 - Valori di Creq e Nieq relativi all’ultimo strato di riporto dei saggi 1, 2 e 3 Saggio n. Creq Nieq Saggio n. Creq Nieq 1 18,45 12.26 1 19.49 12.37 2 18.35 12.03 2 20.15 12.60 3 18.00 11,63 3 19.70 12.15 valori di cromo equivalente e nichel equivalente per ciascuno dei tre saggi, DBMDPMBUJUSBNJUFMFSFMB[JPOJ F sopra riportate ed impiegando i valori emersi dalle analisi chimiche. /ella Figura 20 si riportano tali valori di Creq e /ieq sul diagramma WRC DPO MP TDPQP EJ NFUUFSF JO FWJdenza il tenore di ferrite delta presente nei diversi strati di riporto. Si sottolinea che i valori corrispondenti all’ultimo strato di riporto sono stati calcolati sulla base dei valori emersi dall’a- nalisi chimica dei campioni, mentre i valori riferibili ai primi strati di riporto sono stati ricavati algebricamente considerando un rapporto di diluizione tra le passate congruente con le QSPDFEVSFEJTBMEBUVSBBEPUUBUF/FMMB 5BCFMMBTPOPSJQPSUBUJJWBMPSJEJ$Seq F/Jeq ottenuti per via algebrica relativi al primo strato di riporto costituente i tre saggi. Come si nota dal diagramma di Figura 20, in tutti e tre i casi l’analisi chimica dei campioni - si sottolinea ulteriormente che tale analisi è riferita Figura 20 - Applicazione del tenore di Creq e Nieq dei campioni 1, 2 e 3 al diagramma WRC 1992 all’ultimo strato di riporto - applicaUBBMEJBHSBNNB83$NFUUFJO evidenza una struttura austenitica caratterizzata da piccole percentuali di ferrite delta cui corrispondono valori di ferrite number compresi tra un vaMPSFNJOJNPEJQPDPTVQFSJPSFBTVM QSJNPTUSBUPFDPNQSFTJUSBFEOFM caso degli strati di riporto successivi. Tali valori sono confortanti in quanto verosimilmente vicini a quelli emersi a valle dell’analisi del tenore di ferrite delta degli strati di riporto condotta mediante ferritoscopio. 4. Caratteristiche operative: la parola al saldatore Come oramai consuetudine, si riportano le impressioni riguardanti le caratteristiche operative e funzionali degli elettrodi Elga Cromarod forniteci dai tecnici dell’Istituto Italiano della Saldatura che si sono occupati di realizzare i tre saggi di riporto oggetto dell’articolo presentato. Sia con riferimento agli elettrodi a rivestimento rutilico che agli elettrodi a rivestimento basico le impressioni forniteci sono confortanti. Il primo viene definito ottimo sia per la facilità di innesco dell’arco sia per la governabilità del bagno (si sottolinea che queste informazioni hanno DBSBUUFSF TRVJTJUBNFOUF TPHHFUUJWP Per quanto riguarda l’elettrodo Cromarod a rivestimento basico, anche in questo caso vengono garantite buone caratteristiche a livello operativo (inferiore, come si può intuire, rispetto BMMFMFUUSPEP B SJWFTUJNFOUP SVUJMJDP Rivista Italiana della Saldatura - n. 6 - Novembre / Dicembre 2012 845 Abbiamo provato per voi... sia l’innesco dell’arco che la governabilità del bagno risultano essere soddisfacenti e facilmente gestibili, informazione che lascia ipotizzare una buona qualità anche nel caso di saldaUVSFSFBMJ[[BUFJOQPTJ[JPOF-BTDPSJB infine, si presenta facilmente rimovibi- Documentazione tecnica volontaria Confezionamento, etichettatura ed informazioni cogenti 846 5. Conclusioni A conclusione di questo articolo e per DPNPEJUÆ EFM -FUUPSF SJUFOJBNP VUJMF riassumere il giudizio emerso a valle di ogni singola prova realizzata, nella tabella di seguito riportata. Completezza delle informazioni Le schede tecniche dei prodotti Elga Cromarod, facilmente reperibili sul web in formato elettronico, riportano esaurienti informazioni sia di carattere tecnico che applicativo. Qualità delle informazioni Le informazioni riportate principalmente di carattere tecnico ed operativo sono accompagnate da tabelle ed immagini esplicative che permettono di comprendere nell’immediato le varie proprietà dei consumabili. Riferimenti tecnici Proprietà e normative di riferimento sono riportate in modo esaustivo, tutte le normative risultano essere aggiornate all’ultima versione. Confezionamento Il confezionamento permette uno stoccaggio degli elettrodi fuori dal forno di mantenimento sino all’apertura della confezione. Quest’ultima si presenta maneggevole e comoda nell’utilizzo. Etichettatura L’etichetta si presenta leggibile, chiara e presenta alcuni spazi utilizzabili per la rintracciabilità dei dati dei saldatori. Informazioni in lingua inglese. Scheda di sicurezza La scheda di sicurezza, disponibile sul web, è scritta in italiano, come previsto dalla normativa di riferimento, ed appare completa di tutti i punti previsti. Duttilità del giunto saldato Le prove di piegamento laterale condotte, in accordo al Codice americano ASME Sezione IX Art. II, su tre saggi di riporto hanno avuto tutte esito soddisfacente. Percentuale di ferrite delta presente In tutti e tre i saggi di riporto, la percentuale di ferrite delta valutata sia tramite ferritoscopio che mediante indagine sul diagramma WRC 1992 sfruttando le analisi FKLPLFKHFRQGRWWHVXOODVXSHUÀFLHGHLULSRUWLKDQQRIRUQLWRYDORULFRQIRUPLDTXDQWR riportato nelle schede tecniche. Stabilità dell’arco Gli elettrodi rivestiti Elga Cromarod a rivestimento rutilico e basico sono caratterizzati rispettivamente da ottima e buona stabilità dell’arco elettrico. Gestione del bagno Il bagno di fusione risulta facilmente gestibile per entrambi i tipi di rivestimento, ciò si traduce in un miglior controllo anche nel caso delle saldature realizzate in posizione diverse dalla piana. Rimozione della scoria Per entrambe le tipologie di elettrodo, la scoria risulta facilmente rimovibile, caratteristica GDQRQVRWWRYDOXWDUHVLDSHUTXDQWRULJXDUGDLWHPSLGLHVHFX]LRQHGHOODVDOGDWXUDVLD SHUTXDQWRULJXDUGDO·HVHFX]LRQHGLSDVVDWHLQFLDQIULQRVWUHWWR Caratteristiche del consumabile Caratteristiche funzionali ed operative le per entrambe le tipologie di elettrodo, caratteristica ancora una volta in accordo con quanto dichiarato dalla scheda tecnica del prodotto, dove viene assicurato un risparmio sui tempi di esecuzione andando a minimizzare la fase di pulitura del giunto. Rivista Italiana della Saldatura - n. 6 - Novembre / Dicembre 2012 TECNOLOGIE PER L’INNOVAZIONE MECSPE EUROSTAMPI PLASTIXEXPO TRATTAMENTI & FINITURE SUBFORNITURA MOTEK ITALY CONTROL ITALY LOGISTICA Nuova Collana di DVD - CD Rom tecnici Lo sviluppo delle tecnologie di saldatura per la fabbricazione di prodotti di spessore sottile: conciliare produttività e qualità del processo Convegno IIS, Genova 27 Settembre 2012 DVD/FILMATO Tra i numerosi settori in cui i processi di saldatura hanno registrato, nel corso GHJOLXOWLPLDQQLLSURJUHVVLSLVLJQLÀFDWLYLWURYLDPRVLFXUDPHQWHTXHOORUHODWLYR DOODIDEEULFD]LRQHGLSURGRWWLVDOGDWLGLVSHVVRUHULGRWWRSHUJOLVFRSLGLTXHVWR evento, si intendono tali spessori attorno al millimetro). A differenza del caso relativo agli spessori più importanti, spesso caratteristici GLSURGX]LRQLVXFRPPHVVDDGHOHYDWDVSHFLDOL]]D]LRQHHFRQPRGHVWHTXDQWLWj l’industria impiega spessori di piccole dimensioni in produzioni di grande serie (automotive, elettrodomestici, ad esempio) in cui si pone l’esigenza di conciliare IRUWLVVLPHHVLJHQ]HGLSURGXWWLYLWjFRQLOULVSHWWRGLDGHJXDWHVSHFLÀFKHGLTXDOLWj4XHVWRHYHQWRVLSRQHO·RELHWWLYRGLDQDOL]]DUHO·DWWXDOHHYROX]LRQHGHLSURFHVVLGLVDOGDWXUDLPSLHJDWLSHUTXHVWHDSSOLFD]LRQLDGDUFRHOHWWULFRDGHQHUJLD concentrata, allo stato solido), valutandone al tempo stesso le performance e la FDSDFLWjGLJDUDQWLUHLOULVSHWWRGHOOHVSHFLÀFKHVXGGHWWHVFRSLWDOYROWDULWHQXWL contrastanti, ma che oggi è spesso possibile conciliare con risultati talvolta davvero sorprendenti. Codice: 101519; Prezzo € 120,00 + IVA 21% Soci e Membri IIS-Club: Sconto 25% € 90,00 + IVA 21% CD-ROM - Atti Convegno IIS Settore DDC Maura Rodella (YROX]LRQHGHLSURFHVVLDÀORFRQWLQXRHGHOOHPRGDOLWjGLWUDVIHULPHQWRSHU la saldatura di piccoli spessori (Giovanni Battista Garbarino/IIS) 6WDWH RI WKH DUW DQG LQGXVWULDO DSSOLFDWLRQV RI WKH )ULFWLRQ 6WLU:HOGLQJ SURFHVV)6:RQWKLQVKHHWV(Alex Robelou/TWI) $SSOLFD]LRQLSHULPSLHJRQDYDOHHGDQDOLVLGHOFRPSRUWDPHQWRDIDWLFDGL adesivi metacrilati (QULFR/HUWRUD &DUOD*DPEDUR &KLDUD0DQGROÀQR',3(0 Facoltà di Ingegneria - Università di Genova) (VSHULHQ]HDSSOLFDWLYHGHOSURFHVVR&07EUD]LQJSHUODVDOGDWXUDGLFRPSRnenti di piccolo spessore (Luigi Gennari, Moreno Grandi/Arroweld Italia SpA) 6ROX]LRQLLQQRYDWLYHSHUODVDOGDWXUDDÀORFRQWLQXRDGDOWLVVLPDYHORFLWj il processo Swift Arc Transfer (SAT) 0DU]LR'HSRQWL(6$%6DOGDWXUDSrl) (YROX]LRQHGHLSURFHVVLGLVDOGDWXUDSHUODIDEEULFD]LRQHGLFHUFKLLQODPLHUD per impiego automobilistico /XFD'UHUD$PEURVHWWL6$3DROR%DFFDULQL,,6 4XDOLWj HG DFFXUDWH]]D QHOOD VDOGDWXUD H WDJOLR ODVHU FRQ PDFFKLQH ' 'RPHQLFR$SSHQGLQR3ULPD,QGXVWULHSpA) Codice: 101518; Prezzo € 40,00 + IVA 21% Soci e Membri IIS-Club: Sconto 25% € 30,00 + IVA 21% Lungobisagno Istria, 15 16141 GENOVA Tel. 010 8341385 Fax 010 8367780 Email: [email protected] www.weldinglibrary.com www.iis.it PREZZO SPECIALE DVD + CD-ROM € 150,00 + IVA 21% Soci e Membri IIS-Club: Sconto 30% € 105,00 + IVA 21% UNI EN ISO 13585:2012 ´%UDVDWXUDIRUWH4XDOLÀFD]LRQHGHL EUDVDWRULHGHJOLRSHUDWRULSHUODEUDVDWXUDIRUWHµ I criteri tecnici, ormai consolidati da decenni, prevedono che il processo di fabbricazione mediante saldatura sia opportunamente gestito e controllato. A tale approccio non sfuggono i processi di brasatura; pertanto, anche in questo caso, è opportuno intervenire sul processo in tre fasi: 1. prima (controllo indiretto); 2. durante (controllo in corso d’opera); 3. dopo (controllo diretto). Un requisito fondamentale per il controllo indiretto è la qualifica del personale; tuttavia, mentre la qualifica del saldatore o dell’operatore di saldatura sono entrate nella cultura tecnica, non si può dire altrettanto per quanto riguarda il brasatore e l’operatore per la brasatura. Evidentemente, il principale supporto per adottare questa filosofia sono le norme tecniche che sono, per definizione, espressione della buona pratica industriale. Nel campo della saldatura per fusione, con il passare del tempo il quadro normativo è diventato sempre più completo. Per quanto riguarda la brasatura, il principale riferimento è ad oggi il Codice ASME BPV, Sezione IX che, giova ricordare, è applicabile al settore della costruzione di caldareria (apparecchi a pressione, impianti e caldaie), ma è anche spesso utilizzato (seppur impropriamente) in altri settori. Proprio per colmare questa lacuna normativa, negli ultimi anni sono state pubblicate alcune norme europee ed internazionali, successivamente recepite dall’UNI. In particolare, nel luglio del 2012 è stata pubblicata la norma UNI EN ISO 13585:2012 che sostituisce la precedente UNI EN 13133:2002, modificandone in modo sostanziale i contenuti. La nuova norma specifica i requisiti di base per l’esecuzione della prova di qualificazione per i brasatori e per gli operatori di brasatura forte e fornisce le condizioni per l’esecuzione del processo, le condizioni di prova, i criteri di accettazione e il campo di qualificazione per i certificati. La principale differenza rispetto all’edizione precedente è la presenza di requisiti di accettabilità per la brasatura che nella precedente norma, a causa della grande varietà di applicazioni a cui era applicabile, non erano stabiliti in modo dettagliato, ma questi dovevano essere concordati e documentati prima di eseguire le prove. Operativamente, la norma UNI EN ISO 13585:2012 prevede, per la prova di qualificazione, di eseguire un saggio utilizzando una procedura scritta BPS (Brazing Procedure Specification) con la supervisione di un esaminatore o di un organismo di prova, successivamente essere soggetto ad ispezione e controllo da parte dell’esaminatore o da un organismo di prova per valutarne l’accettabilità. Colmando un precedente vuoto normativo, la norma è applicabile anche agli operatori di brasatura forte e, parimenti, anche al personale che imposta e prepara apparecchiature meccanizzate per la brasatura forte (brasatura a forno 921, brasatura a induzione 916…). In similitudine ad altre norme europee anche la UNI EN ISO 13585:2012 introduce il concetto di “variabili essenziali”, ovvero quelle variabili ritenute fondamentali dal punto di vista dell’esecuzione operativa Figura 1 – Operazione di brasatura forte alla fiamma Rivista Italiana della Saldatura - n. 6 - Novembre / Dicembre 2012 849 Normativa Tecnica del processo: per ciascuna variabile essenziale è definito il campo di validità della qualificazione e se il brasatore o l’operatore di brasatura esegue brasature al di fuori di tale campo si rende necessaria una nuova prova di qualificazione. Di seguito si riporta l’elenco delle variabili essenziali per la qualificazione dei brasatori e degli operatori di brasatura: r processo di brasatura; r tipo di prodotto; r tipo di giunto; r materiale base; r tipo di lega brasante; r metodo di applicazione della lega brasante; r dimensioni; r direzione di applicazione della lega brasante; r grado di meccanizzazione. Come accennato, la norma UNI EN ISO 13585:2012 propone l’elenco dei controlli non distruttivi e distruttivi da eseguirsi in aggiunta all’esame visivo (la cui esecuzione è richiesta per ogni saggio): r controllo ultrasonoro; r controllo radiografico; r prova di separazione; r esame macrografico; r prova di piega. Sono invece considerate prove addizionali (da svolgersi in base a requi- Figura 3 – Microsezioni di giunti brasati siti specifici, di legge o contrattuali): il controllo con liquidi penetranti, la prova di tenuta, la prova a pressione, la termografia, la prova a taglio, la prova di trazione, l’esame metallografico e la prova di durezza. Infine, i risultati dei controlli e delle prove devono essere valutati ed interpretati secondo la norma UNI EN ISO 18279 “Difetti nei giunti realizzati mediante brasatura forte”. La validità della qualificazione del brasatore e dell’operatore di brasatura inizia dalla data dell’esecuzione della brasatura e ha una durata di tre anni (si noti la differenza rispetto al caso del saldatore e dell’operatore, ove la durata è di due anni), sempre che il brasatore o l’operatore di brasatura esegua con ragionevole conti- Figura 2 – Operazione di brasatura forte ad induzione 850 Rivista Italiana della Saldatura - n. 6 - Novembre / Dicembre 2012 nuità il suo lavoro entro il campo di validità della qualifica iniziale. L’ultimo aspetto che può essere interessante sottolineare è la presenza dell’Appendice ZA “Punti della presente norma europea riguardanti i requisiti essenziali o altre disposizioni delle direttive UE”; si sottolinea, in particolare, il fatto che tale norma soddisfi i requisiti della Direttiva 97/23/EC, Allegato I, 3.1.2 Giunzioni Permanenti. Di conseguenza, l’uso della suddetta norma per la certificazione dei brasatori e degli operatori di brasatura in materia di attrezzature a pressione è garantita attraverso la presunzione di conformità ai requisiti essenziali specifici della Direttiva 97/23/CEE (PED). Di seguito sono riportati i principali riferimenti normativi: r UNI EN ISO 4063 “Welding and allied processes - Nomenclature of processes and reference numbers”; r ISO/TR 15608 “Welding - Guidelines for a metallic materials grouping system”; r UNI EN ISO 18279 “Brazing Imperfections in brazed joints”; r UNI EN ISO 12797 “Brazing - Destructive testes of brazed joints”; r UNI EN ISO 12799 “Brazing Non destructive test of brazed joints”; r UNI EN 13134 “Brazing - Procedure approval”. Egidio Birello Responsabile Ufficio Distaccato IIS di Mogliano Veneto (TV) “Cerchiamo di rendere migliore il vostro lavoro e la vostra vita.” DELVIGO COMMERCIALE Supporti ceramici per la saldatura 0$7$,5)RUQLDVSLUD]LRQHHULFLFODJJLRGHLÁXVVL CETh, trattamenti termici Loc. Cerri, 19020 Ceparana di Follo SP Tel. 0187931202; Fax 0187939094; E-mail [email protected]; www.delvigo.com Fondamenti di organizzazione e gestione aziendali (Per le piccole e medie imprese di fabbricazione e servizi industriali) di Mauro Scasso Prima Edizione Fondamenti di organizzazione e gestione aziendali (Per le piccole e medie imprese di fabbricazione e servizi industriali) di Mauro Scasso Seconda Edizione € 19,00 + spese di spedizione Acquistando una copia della seconda edizione in omaggio una copia della prima INFO: [email protected] - Tel: 010 8341.385 - Sito Internet: www.weldinglibrary.com NORGREN presenta le valvole Maxseal ICO La nuova gamma di valvole Maxseal garantisce sicurezza e affidabilità per la lavorazione di petrolio, gas e prodotti chimici. Temperature estremamente alte o basse, condizioni secche o umide o ambienti rischiosi non costituiscono un problema per la gamma di prodotti Maxseal, altro famoso brand di Norgren, il leader di mercato a livello internazionale nelle tecnologie di movimentazione pneumatica e controllo fluidi. Sia a terra che in mare aperto, la costruzione in acciaio inossidabile 316 sopporta le dure condizioni generalmente sperimentate nelle applicazioni a valle e a monte per petrolio & gas. Le vavole Maxseal ICO, i filtri regolatori e gli accessori sono specificatamente ideati per offrire Engineering Advantage aumentando l’efficienza del processo, assicurando la disponibilità e fornendo affidabilità e sicurezza nell’estrazione di petrolio e gas (in mare aperto e a terra), nelle lavora- zioni petrolchimiche, nella produzione di energia, nell’immagazzinamento di gas naturale liquefatto (GNL) e di unità galleggianti di produzione, stoccaggio e scarico (FPSO). Sono utilizzate per controllare le applicazioni in cui la sicurezza è un punto critico come gli arresti d’emergenza, la tensione di scarica disruptiva, i sistemi di protezione della pressione ad alta integrità (HIPPS) e le valvole a solenoide (SOV) e sono indicate per i circuiti di sicurezza SIL 3 e SIL 4. La gamma ICO, progettata con un elevato rapporto di attrito, fornisce un fattore di sicurezza 10x ed unito all’alta efficienza termica della bobina assicura lo scatto della valvola, anche dopo molti anni di messa sotto tensione. La generazione di una quantità minima di calore prolunga la vita utile, mentre il basso consumo energetico riduce i costi di funzionamento e le portate elevate ne migliorano l’efficienza. La gamma di prodotti ad alta performance include elettrovalvole ad azione diretta o servoassistita con funzioni a 2/2, 3/2 e 5/2 vie, valvole di regolazione, filtri regolatori, valvole di scarico rapido e regolatori caricati a molla. La gamma di elettrovalvole ICO è indicata per essere utilizzata in aree classificate Ee xd, Ex me e Ex ia ed è dotata di tutte le omologazioni ricono- sciute a livello internazionale generalmente richieste dal settore petrolifero e del gas. Oltre alla gamma standard, Norgren progetta e produce componenti su misura, ivi inclusi collettori per il comando degli attuatori, pattini e valvole con attuatore. Materiali speciali sono disponibili su richiesta. Per maggiori informazioni sulla gamma Maxseal di Norgren ambienti estremi, visitare il sito www.norgren.com/it. NORGREN SpA Via Trieste, 16 20871 Vimercate MB Tel. (+39) 039 6063.1 [email protected] www.norgren.com Rivista Italiana della Saldatura - n. 6 - Novembre / Dicembre 2012 853 Dalle Aziende ITW WELDING, consumabili per la saldatura dell’acciaio LEAN DUPLEX - LDX Grafico YS - PRE ITW Welding, leader mondiale nella produzione e commercializzazione di consumabili, macchine e impianti per l’automazione della saldatura, offre una gamma completa in grado di soddisfare ogni richiesta per la saldatura del materiale base Lean Duplex (LDX) con tutti i processi di saldatura ad arco. LDX presenta ottime caratteristiche meccaniche e di resistenza alla corrosione e un basso costo di fabbricazione. Infatti, il materiale base e quello di apporto per la saldatura risultano contenere un tenore di lega nobile inferiore ai comuni acciai della serie 300 e degli acciai duplex, pertanto il loro costo di fabbricazione e di vendita all’utilizzatore risulta più competitivo e meno fluttuante grazie ai valori inferiori di extra lega. Oggi LDX è sempre più impiegato nei seguenti segmenti: r costruzioni civili (es. ponti); r apparecchi in pressione e scambiatori di calore; r tubazioni di processo; r industria della carta; r serbatoi di stoccaggio. Analisi chimica comparativa Prove meccaniche comparative secondo Std. ASTM Gamma di prodotti Elga per la saldatura del materiale base Lean Duplex (LDX) 854 Rivista Italiana della Saldatura - n. 6 - Novembre / Dicembre 2012 ITW Welding Products Italy offre, con il proprio marchio ELGA, garanzia di eccellenza nei consumabili di saldatura, con i seguenti prodotti per la soluzione LEAN DUPLEX - LDX, suddivisi per i vari processi. I consumabili ELGA per la saldatura dell’acciaio LDX offrono un’ eccellente saldabilità, garantendo la migliore qualita’, proprietà meccaniche e di resistenza alla corrosione tipiche del materiale base. Per informazioni, consulenze tecniche contattare: ITW Welding Products Italy Via Privata Iseo, 6/e 20098 San Giuliano Milanese MI Tel. (+39) 02.982901 www.itw-welding.com Dalle Aziende AIR LIQUIDE WELDING lancia il nuovo cannello ossitaglio MACH HP per applicazioni automatiche HeavyCut™ La tecnologia HeavyCut™ migliora l’efficienza di taglio e prolunga la durata dei consumabili. Consumabili e parametri di processo avanzati permettono di tagliare meglio piastre di maggior spessore, durano di più e producono un costo per taglio inferiore. È possibile ottenere prestazioni di alta qualità e precisione su spessori fino a 50 mm. Cannello ossitaglio MACH HP: 30% più veloce, facile da montare, maggiore durata. Con questo nuovo cannello, Air Liquide Welding propone uno strumento in grado di: r Raggiungere prestazioni di velocità di taglio più alte (circa il 30% in più se comparato ai cannelli di ossitaglio convenzionali). r Raggiungere il range di qualità di taglio "1" in accordo con la norma ISO 9013. r Garantire una piena penetrazione della lamiera per spessori fino a 150 mm. Queste caratteristiche sono ottenute grazie alla sua forma specifica e a un’elevata qualità della lavorazione del canale di taglio. Il cannello MACH HP garantisce una facilità d'uso maggiore, grazie alla presenza di punte che possono essere sostituite senza l'utilizzo di strumenti particolari ma mediante un sistema a baionetta, rendendo le operazioni di sostituzione molto veloci. Un sistema specifico chiamato OxyCOOL può, durante la fase di surriscaldamento (prima dell'inizio del taglio stesso), inviare micro-iniezioni di ossigeno per raffreddare sia il canale di taglio della punta, sia il cannello, al fine di prevenire ritorni di fiamma e scorie generate dal surriscaldamento. Tale dispositivo consente di aumentare la durata della punta (moltiplicato per 2) ed estenderne la qualità di taglio. Il cannello MACH HP può lavorare con diverse tipologie di gas, tra cui: propano, metano, FLAMAL 29 & 31 ed acetilene. Il cannello può essere installato su tutte le macchine di taglio termico Air Liquide Welding, associate o meno ad un sistema di taglio plasma. E’ anche disponibile come parte per il "retrofit" di macchine esistenti (Air Liquide Welding o altre tipologie presenti sul mercato). Il cannello HP MACH è particolarmente apprezzato da aziende operanti in molti settori, quali: caldareria, la- miere, frese in acciaio strutturale... è particolarmente adatto laddove è richiesto un aumento di produttività. AIR LIQUIDE Welding Via Torricelli, 15/A 37135 Verona VR Tel. (+39) 045 829 15 11 www.airliquidewelding.it VICTOR TECHNOLOGIES™ evento di lancio Victor® Thermal Dynamics® A Hannover, nel corso della fiera EuroBLECH, Victor Technologies presenta con il marchio Victor® Thermal Dynamics® nuove tecnologie per il taglio automatizzato. Dopo la conclusione del secondo giorno della fiera EuroBLECH, Victor Technologies™ ha tenuto presso il proprio stand un evento di lancio, in cui ha presentato ufficialmente, con il marchio Victor® Thermal Dynamics®, la nuova gamma di apparecchiature per taglio automatizzato al plasma di nuova generazione. All’evento era invitato un variegato uditorio di OEM, distributori del settore dell’automazione e utilizzatori finali, ai quali veniva offerta una panoramica sul futuro della nostra tecnologia di taglio automatizzato al plasma. Gli intervenuti si sono dichiarati estremamente positivi sul futuro delle nuove soluzioni, che potranno presto essere ordinate nell’ambito del portafoglio prodotti Victor® Thermal Dynamics®. Di seguito si riportano alcuni prodotti e soluzioni che sono stati presentati. Diameter PRO™. Diameter PRO™ permette di tagliare fori pronti per il bullone con conicità minima o nulla. Appena tagliati i fori, il pezzo è pronto per la finitura o il montaggio. Si risparmia quindi tempo e danaro, e si eliminano ulteriori processi aumentando la produttività. Diameter PRO™ è il processo ideale quando si devono tagliare fori con rapporti diametro/spessore 1:1 o superiori su acciaio dolce da 3 a 50 mm di spessore. Controllo integrato iCNC™ XT La serie XT dei sistemi iCNC™ di Victor® Thermal Dynamics® porta l’intelligenza nel processo di taglio al banco di saldatura. I segreti del taglio al plasma e le precise condizioni necessarie per ottenere costante qualità di taglio con un particolare banco sono integrati in ogni sistema. E soprattutto il sofisticato controllo si combina automaticamente con la facilità d’uso. ProMotion Nest ProMotion Nest è un potente software per creare efficienti programmi di taglio direttamente da disegni CAD standard (DXF). È fornito di serie nei sistemi di controllo ProMotion iCNC™, ma è anche disponibile come software di produttività da usare con qualunque macchina CNC per taglio in grado di leggere programmi di taglio ESSI o EIA. Ultra-Cut® XT Un’anteprima della nuova generazione di generatori per taglio al plasma di alta precisione Ultra-Cut® XT. VICTOR TECHNOLOGIES EUROPE Via Bolsena, 7 20098 S. Giuliano Milanese MI Tel. (+39) 02 36546801 www.victortechnologies.com Rivista Italiana della Saldatura - n. 6 - Novembre / Dicembre 2012 855 Dalle Aziende NDT ITALIANA, CND con Particelle Magnetiche: nuovi prodotti e procedure per lavorare in sicurezza La tendenza degli ultimi anni in tema di sicurezza è quella di proporre alle aziende soluzioni in grado di ridurre i rischi (di carattere professionale ed ambientale) che sono presenti durante i vari processi lavorativi: puntare quindi sulla prevenzione, anziché limitarsi alla dotazione di adeguati strumenti protettivi collettivi e personali per gli operatori. Lo stesso Decreto 81/2008 sulla “tutela della salute e della sicurezza nei luoghi di lavoro” richiede al datore di lavoro, in occasione della valutazione dei rischi, di considerare in che misura questi possano essere ridotti o eliminati mediante l’impiego di attrezzature o materiali di lavoro alternativi (Capo III, Sez. 1, Art. 15): “[...] c) l'eliminazione dei rischi e, ove ciò non sia possibile, la loro riduzione al minimo in relazione alle conoscenze acquisite in base al progresso tecnico; [...] e) la riduzione dei rischi alla fonte; f) la sostituzione di ciò che è pericoloso con ciò che non lo è, o è meno pericoloso”. Uno dei più conosciuti rischi è quello di incendio. Oltre al rischio durante la fase di utilizzo, va considerato il rischio di incendio dovuto alla presenza in magazzino di materiale infiamma- bile: la probabilità di accadimento di un evento “incendio” risulta tanto più alta, quanto più materiale (prodotti infiammabili) risultano immagazzinati nell’ambiente di lavoro considerato. In magnetoscopia la tendenza è quella di usare sempre più particelle magnetiche (sia nere che fluorescenti) in acqua anziché in petrolio, soprattutto nei bancali: il vantaggio per la sicurezza sta nel fatto di eliminare i rischi di infiammabilità, irritazioni per la pelle e nocività (simbolo Xn). Grazie ai moderni additivi per acqua le performance rispetto al petrolio risultano ancora più paragonabili da ogni punto di vista. Sempre rimanendo nel campo del controllo con particelle magnetiche, la lacca bianca di contrasto è il prodotto che presenta i maggiori rischi di infiammabilità, essendo a base di solventi a rapida evaporazione. Come eliminare questo rischio in azienda? Oggi esistono ben due possibilità.La prima è quella di utilizzare una lacca bianca di contrasto non infiammabile. Una tale formulazione che possiamo definire “a base acqua” è già conosciuta e utilizzata in molti paesi del nord Europa, nonostante i più lunghi tempi di asciugatura che inevitabilmente comporta. L’utilizzo di prodotti a base acqua consente inoltre di eliminare i cosiddetti “COV” Polvere Magnetica Elite FW1 (duale) a confronto con il metodo tradizionale visibile particelle nere + lacca di fondo bianca (Elite BW2 + Elite WBL5), entrambe in condizioni di luce ambiente pari a 1.500 lx 856 Rivista Italiana della Saldatura - n. 6 - Novembre / Dicembre 2012 (composti organici volatili) e quindi di eliminare sia i rischi ambientali sia i costi di abbattimento di tali sostanze mediante filtri a carboni attivi. L’altra possibilità è invece offerta dalle polveri magnetiche fluorescenti “dual” cioè utilizzabili anche in presenza di luce bianca superiore a 20 lux, come ad esempio la polvere magnetica Elite FW1. Tali polveri presentano una sensibilità superiore a quelle tradizionali “nere”, ed hanno il vantaggio di non richiedere l’utilizzo (con rischi e costi connessi) della lacca bianca di contrasto, nemmeno su superfici scure: le indicazioni risulteranno infatti visibili in luce ambiente grazie all’irraggiamento con luce UV delle particelle magnetiche fluorescenti “duali”. NDT ITALIANA Srl Via del Lavoro, 28 20863 Concorezzo MB Tel. (+39) 039.647590 [email protected] www.ndt.it AEC TECHNOLOGY, “Running Inductor”: una nuova soluzione per preriscaldo ad induzione A.E.C. Technology è lieta di annunciare il lancio di una nuova soluzione per il preriscaldo in linea ad induzione a media frequenza, denominato “Running Inductor” A.E.C. Technology, presente sul mercato dei macchinari per il trattamento termico da oltre 30 anni, avendo maturato una notevole esperienza nel metodo dell’induzione a media frequenza e a frequenza di rete, con macchinari da 40 kVA fino a 250 kVA, sempre attenta poi, alle mutevoli condizioni di mercato e alle richieste che da essa ne derivano, ha sviluppato una nuova soluzione per il preriscaldo ad induzione denominato “Running Inductor”. Il sistema di preriscaldo in linea avviene mediante l’utilizzo della macchina ad induzione a media frequenza denomi- Dalle Aziende nata EOS30. L’apparecchio a media frequenza EOS30 alimenta l’induttore, con corrente a bassa tensione, ad una potenza nominale di 40 kVA ad una frequenza compresa tra i 5 e i 30 kHz. Il sistema Mistral, assemblato nella EOS30, fornisce il raffreddamento ad acqua a circuito chiuso, durante il funzionamento. L’induttore “Running” è fissato alla testa della saldatura ad arco sommerso, andando a formare così un insieme omogeneo ed efficace. L’induttore scalda il metallo ai due lati del cian- frino, esattamente davanti alla testa di saldatura e alla velocità di 800 mm/ min (può giungere fino a 1200mm/ min), il pezzo raggiunge la temperatura di 150 °C su spessori che possono variare dai 30 ai 40 mm. Il rivestimento della testa è fatto d’alluminio, è resistente alla corrosione ed è insensibile al riscaldamento per induzione. Le ruote, in teflon, resistono alle alte temperature, assicurando un avanzamento facile e mantenendo costante la distanza tra l’induttore e il pezzo in fase di preriscaldo. Il sistema di raffreddamento ad acqua evita il surriscaldamento della testa, permettendo così all’induttore di lavorare durante lunghi periodi di tempo. Lo speciale induttore, “Running”, è versatile per i diversi settori (energetico, petrolchimico, costruzioni...) e per diverse applicazioni nella fase del preriscaldo. Le possibili applicazioni posso essere per l’appunto le seguenti: r Preriscaldo saldatura torri dei mulini a vento; r Preriscaldo Pipe Mills; r Preriscaldo Travi. I benefici che si possono trarre dall’utilizzo di questa innovativa soluzione sono molteplici, i più importanti sono i seguenti: r Generazione del calore direttamente sulla superficie del pezzo in fase di saldatura; r Velocità del preriscaldo del pezzo; r Elevata flessibilità dell’applicazione; r Non vi è necessità di preparazione del pezzo per il preriscaldo; r Non vi è tempistica di preriscaldo in quanto il tutto avviene durante la fase di saldatura. AEC TECHNOLOGY Via Leonardo da Vinci, 17 26013 Campagnola Cremasca CR (Italy) Tel. (+39) 0373 752111 www.aectechnology.it Rivista Italiana della Saldatura - n. 6 - Novembre / Dicembre 2012 857 Dalle Aziende ESAB, nuovo generatore per saldatura ad arco sommerso Aristo® 1000 AC/DC: oltre ogni aspettativa! Il nuovo generatore ESAB rappresenta la soluzione più avanzata ed efficiente per la saldatura ad arco sommerso. Sviluppato per funzionare nelle più gravose condizioni di esercizio, il generatore a inverter Aristo® 1000 AC/ DC SAW costituisce un decisivo passo in avanti per versatilità, prestazioni, durata, efficienza energetica. I progettisti ESAB non si accontentano di soddisfare semplicemente le aspettative dei clienti, ma vanno sempre più avanti. Il generatore a inverter Aristo® 1000 AC/DC è in grado di erogare 1000 A al 100% e offrire una serie di nuove funzioni che esaltano le prestazioni, riducono i consumi di energia, tagliano i fermi-macchina, accelerano il processo di saldatura e contribuiscono a migliorare decisamente la produttività. ESAB è da sempre impegnata nelle innovazioni d’avanguardia, che si traducono subito per i clienti in miglioramenti della qualità e della produttività. Innovazioni come la vasta gamma di parametri di saldatura pre-programmati e richiamabili (255), la commutazione “on the fly” tra saldatura in corrente continua DC a saldatura in corrente alternata AC, la possibilità di utilizzare cavi di saldatura lunghi oltre il doppio rispetto agli attuali standard industriali, sono più che semplici aggiornamenti tecnologici. Si tratta di vere e proprie invenzioni, che fanno di Aristo® 1000 AC/DC il miglior generatore per saldatura ad arco sommerso oggi disponibile. semplice pulsante, consente all’operatore di passare da DC in AC (corrente alternata) senza spegnere l’arco di saldatura, procedura utile nelle saldature circonferenziali per convertire dalla prima passata in DC al riempimento in AC. Questo minimizza i fermi-macchina e il rischio di difetti di saldatura, grazie alla completa eliminazione della sequenza stop/start. La funzione Bead Profile Modelling™ consente il controllo completo dell’onda quadra in AC. Mediante il pannello standard PEK l’operatore può regolare frequenza, bilanciamento e offset per ottimizzare il profilo di penetrazione, l’apporto di calore, il tasso di deposito e la stabilità dell’arco secondo particolari esigenze. Il generatore a inverter Aristo® 1000 AC/DC è conforme alle norme IP23 e può funzionare nelle più gravose condizioni di esercizio. E’ già predisposto per il collegamento in parallelo con la semplice aggiunta di un cavo tra i due generatori. Inoltre può essere comandato da un controllo remoto per l’accensione di uno o più generatori a distanza. Molte installazioni possono richiedere l’impiego di cavi di saldatura di lunghezza notevole. Particolarmente in AC la lunghezza dei cavi pone seri problemi di caduta di tensione e di deformazione dell’onda quadra. Il generatore è un modello unico per tutto il mondo, multi tensione e multifrequenza, ed è già conforme a tutte le diverse normative locali (CE, CCC, ETL, GhostR). Nella gran parte delle applicazioni si utilizza la modalità DC (corrente continua), che assicura giunti con buona penetrazione. L’innovativa funzione “on the fly” (brevetto ESAB), azionabile con un 858 Rivista Italiana della Saldatura - n. 6 - Novembre / Dicembre 2012 La tecnologia Cable Boost™ (brevetto ESAB) risolve il problema, immagazzinando energia e rilasciandola opportunamente per ripristinare i livelli predisposti. Cable Boost™ consente di utilizzare cavi di lunghezza più che doppia rispetto allo standard, senza compromettere le caratteristiche di saldatura. L’efficienza energetica è un altro dei punti di forza. Fattore di potenza 0,93, efficienza 88% e consumo a vuoto di soli 240 W determinano un notevole risparmio, inoltre l’energia induttiva generata dai cavi di saldatura viene ri-utilizzata nel processo, invece di essere dispersa in perdite e in calore. Una delle cause più comuni di interruzione della produzione è il danneggiamento di cavi e connettori. Il generatore Aristo® 1000 AC/DC dispone di un vano protetto da un pannello per cavi e connettori, con netta separazione fra cavi di alimentazione, cavi di saldatura e cavi di controllo per la massima sicurezza. Il sistema di raffreddamento a circuito chiuso garantisce la massima efficienza, mantenendo i componenti elettronici delicati lontani e protetti dal flusso d’aria forzata. Efficienza, versatilità, affidabilità: le caratteristiche di Aristo® 1000 AC/DC lo rendono ideale per tutte le applicazioni di saldatura automatizzata, quali torri eoliche, componenti per generazione di energia, travi e ponti, macchine movimento terra, panel-lines ed in generale per la fabbricazione di componenti saldati con procedimenti a filo singolo e multi-filo. Da ora la saldatura ad arco sommerso non sarà più la stessa. ESAB Saldatura SpA Via Novara, 57/59 20010 Bareggio MI (Italy) Tel. (+39) 02 97968.1 www.esab.it Dalle Aziende AFFIDABILITÁ & TECNOLOGIE 2013. Caratterizzazione dei materiali: nasce un grande evento in ambito industriale lontario e cogente, normative nazionali e internazionali, documentazione tecnica, stesure capitolati e specifiche di controllo, ecc. Esposizione di strumentazioni, tecnologie e servizi. Convegni, casi applicativi. 17-18 aprile 2013 Torino, Lingotto Fiere A seguito del successo della scorsa edizione, il Comitato scientifico e gli organizzatori di AFFIDABILITÁ & TECNOLOGIE hanno deciso di dare seguito alle richieste di espositori e visitatori e di realizzare un preciso progetto volto a far nascere in Italia una manifestazione espositiva di riferimento per gli operatori del settore “prove” in ambito industriale. Nel contesto della prossima edizione di AFFIDABILITÁ & TECNOLOGIE 2013 il tema della caratterizzazione dei materiali avrà un ruolo di primo piano. Obiettivi r Ampliare la conoscenza delle opportunità per l’utenza industriale: la caratterizzazione dei materiali quale soluzione indispensabile al servizio dell’affidabilità, sicurezza e, in definitiva, della crescita e della competitività aziendale. r Promuovere le conoscenze e il trasferimento tecnologico: incrementare l’interazione tra il mondo industriale, la ricerca e i fornitori di tecnologie e strumentazioni. r Presentare tecnologie e casi applicativi: esposizione e programma informativo, il più autorevole e completo momento d’incontro in Italia per gli operatori industriali e scientifici che utilizzano o sviluppano soluzioni, servizi e tecnologie per la caratterizzazione dei materiali. Attività espositive previste in occasione della prossima edizione 2013 r &YQP OFMMBSDP EFMMB EVF HJPSOJ esposizione specialistica di tecno- r logie e soluzioni innovative dedicate alla caratterizzazione dei materiali; Casi applicativi: centinaia di testimonianze a cura delle società espositrici (ulteriore opportunità per i visitatori: nell’arco della due giorni, incontri one to one presso gli stand delle società espositrici); Alcune anticipazioni sulle tecnologie esposte: Analisi di inconvenienti Ricerca cause di danneggiamenti precoci, failure analysis, diagnostica strutturale, verifica dei processi produttivi o di trasformazione quali trattamenti superficiali o termici. Caratteristiche dei materiali Prove meccaniche di componenti, prodotti, strutture e materiali e di semilavorati in genere quali ad esempio estrusi, laminati, forgiati, fusioni, ecc. tecnologie per la determinazione della resistenza a trazione, compressione, flessione, torsione, taglio, fatica, resilienza, ecc.; durezza, analisi chimiche, prove ambientali e in generale per determinare la conformità dei materiali alle specifiche. Caratterizzazione delle superfici Spessore e composizione rivestimenti, nano misure, controllo qualità, tribologia e caratterizzazione meccanica, misure colore, ecc. Certificazioni e normative Attestazione di conformità di prodotti e apparecchiature alle direttive comunitarie o alle norme di riferimento, certificazione di prodotti in ambito vo- Consulenze Studi di fattibilità, messa a punto materiali e processi, industrializzazione di prototipi con ottimizzazione dei costi di realizzazione, studi su trattamenti superficiali o di protezione, ecc. Elaborazione dati Calcoli strutturali, analisi delle sollecitazioni, simulazioni software, stima della vita di componenti. Programma Convegni e Seminari Oltre all’ampia esposizione di servizi, strumenti e tecnologie, sono previsti: r Convegni: due eventi ad alto valore aggiunto, organizzati da A&T in collaborazione con Patrocinatori; selezionati testimonial industriali e della ricerca propongono un programma di testimonianze selezionate di concreto interesse per il mondo industriale; r 4FNJOBSJ F CSFWJ TQFFDI OPWJUÆ soluzioni, progetti presentati dalle società espositrici in sale attrezzate o in spazio open. Visitatori AFFIDABILITÁ & TECNOLOGIE si rivolge a aziende appartenenti a filiere industriali particolarmente interessate all’innovazione tecnologica, in particolare: automotive, aerospace e avionica, ferroviaria, meccanica, metallurgia, macchine utensili, meccatronica, OEM, elettronica, plastica e materiali compositi, medicale. Espositori Fornitori di tecnologie, strumenti e servizi per gli operatori industriali e la ricerca scientifica, in caratterizzazione dei materiali. Per informazioni: www.affidabilita.eu [email protected] Rivista Italiana della Saldatura - n. 6 - Novembre / Dicembre 2012 859 La più ampia gamma di soluzioni per la saldatura e taglio Il Gruppo AIR LIQUIDE Welding è uno dei leader nel mercato della saldatura e taglio dei metalli. Attraverso diversi marchi di fama internazionale SAF-FRO, OERLIKON, CEMONT, WELDLINE propone un’ampia gamma di impianti di saldatura e taglio, prodotti di consumo, accessori e servizi associati alle imprese che lavorano il metallo. Con il C.T.A.S. (Centro Tecnico di Applicazioni della Saldatura), il più importante centro privato al mondo di ricerca e sviluppo nel settore della saldatura, AIR LIQUIDE Welding offre costantemente ai suoi clienti soluzioni innovative per migliorare le loro performance e la loro produttività, mantenendo come principale obiettivo il comfort e la sicurezza degli operatori. FRO-AIR LIQUIDE Welding Italia www.airliquidewelding.it [email protected] Notiziario Letteratura tecnica Welding Deformation and Residual Stress Prevention, 1st Edition Ueda Y., Waltham (MA-USA) 2012-12-05 229x152 mm, 312 pagine, ISBN 9780123948045 Recentemente, i requisiti di sicurezza delle strutture saldate sono diventati sempre più severi. Per soddisfare queste esigenze, gli ingegneri impegnati nella progettazione strutturale e nel controllo di qualità, necessitano di conoscere in anticipo le deformazioni e le tensioni residue di saldatura. A questo proposito i temi trattati da questo volume riguardano le conoscenze di base delle caratteristiche meccaniche della saldatura e principalmente le metodologie di calcolo e di analisi preventiva delle deformazioni e delle tensioni residue, utilizzando sofisticati sistemi informatici. I primi capitoli, dopo un’introduzione sui concetti fondamentali dei meccanismi di saldatura, descrivono, mediante semplici modelli matematici, i metodi di misura, di valutazione e di previsione delle tensioni residue e delle deformazioni. Successivamente, utilizzando simulazioni di calcolo con elementi finiti, sono analizzate le teorie di base elasto-platiche, la distribuzione della temperatura nella zona del giunto e la trasmissione del calore. I capitoli 5 e 6 forniscono i dettagli e la documentazione necessari all’accesso ad un programma informatico di calcolo, localizzato sul sito “booksite.elsevier.com” e realizzato appositamente sui temi trattati dal volume. In dettaglio, questi capitoli, illustrano come il programma può essere di grande utilità, soprattutto attraverso la presentazione di numerosi esempi. Il settimo ed ultimo capitolo suggerisce come affrontare i problemi che si verificano durante la realizzazione di strutture saldate attraverso numerosi esempi basati sulla conoscenza e sull’esperienza accumulata dagli autori. Il testo si conclude con una serie di appendici: nella prima “A” sono raccolti importanti dati sulla distribuzione delle tensioni residue in tipici giunti saldati, mentre le “B e C” comprendono una serie di dati riguardanti le caratteristiche meccaniche di vari materiali in relazione alla variazione della temperatura utilizzati nel programma on-line all’indirizzo internet “booksite.elsevier. com/9780123948045”. Questo libro è stato scritto per tutti co- loro che intendono utilizzare l'analisi computazionale e la previsione delle tensioni residue e di deformazione nel loro lavoro pratico. Gli autori si aspettano che i lettori comprendano la capacità dei metodi di calcolo attraverso l'utilizzo del software e che possano arricchirsi di nuove esperienze. Recently, the safety requirements of welded structures have become increasingly severe. To meet these requirements, engineers engaged in structural design and quality control need to anticipate welding deformation and residual stresses with higher accuracy. This gives engineers more opportunities to conduct computational analysis using software. To use the software and evaluate the output, engineers need a basic understanding of welding mechanics and experience using the software. This book meets this demand by providing: 1. Basic theories and analysis procedures using a simple three-bar model. 2. A software package for performing basic analysis. 3. Examples of strategic methods and procedures to solve various welding related problems encountered in the process of construction. 4. Appendices with databases of Rivista Italiana della Saldatura - n. 6 - Novembre / Dicembre 2012 861 Notiziario welding residual stresses, temperature-dependent material properties, etc. In Chapters 1 and 2, using a simple three-bar model, the mechanism of production of residual stress and deformation during welding, the fundamental theory of measurement of residual stress, and the procedure of prediction of residual stress and deformation are presented. In Chapters 3 and 4, the basic theories of elasticity and plasticity, heat conduction, and the FEM are also explained using this model. Chapters 5 and 6 present the documentation for the included software on the companion website in a Q&A format and illustrate how to use the programs through several examples. Chapter 7 presents suggestions for how to approach manufacturing problems relevant to welding mechanics through many examples of analysis based on the knowledge and accumulated experience of the authors. Further, Appendix A offers data on welding residual stresses of analyses and experiments of various types of welding joints. Appendices B and C, found on the companion website at “booksite.elsevier.com/9780123948045”, present temperature - dependent mechanical properties of various materials used in the actual analysis and three-dimen- sional theory of thermal elastic-plastic analysis. This book has been written for the practicing engineers who intend to utilize computational analysis and prediction of residual stress and deformation in their practical work. The authors expect that the readers will comprehend the capability of the computational methods of welding mechanics through using the software and accumulating new experience. UNI CEN ISO/TS 15011-6 - Salute e sicurezza nella saldatura e nelle tecniche affini - Metodo di laboratorio per il campionamento dei fumi e dei gas - Parte 6: Procedura per la determinazione quantitativa dei fumi e dei gas generati dalla saldatura a resistenza a punti (2012). ification for castings, nickel and nickel alloy (2012). Elsevier Science & Technology Books, 225 Wyman St. Waltham, MA 02451 (USA) www.elsevier.com Codici e norme Norme nazionali Italia UNI EN ISO 2400 - Prove non distruttive - Esame ad ultrasuoni - Specifica per blocco di taratura N° 1 (2012). UNI EN ISO 5172 - Apparecchiature per saldatura a gas - Cannelli per saldatura a gas, riscaldo e taglio Requisiti e prove (2012). UNI 11096 - Prove non distruttive Controlli sullo stato di integrità strutturale di attrezzature a pressione soggette a scorrimento viscoso a caldo - Pianificazione ed esecuzione dei controlli, valutazione dei risultati e documentazione (2012). UNI EN ISO 12211 - Industrie del petrolio, petrolchimiche e del gas naturale - Scambiatori di calore tipo “Spiral plate” (2012). UNI EN 12252 - Attrezzature e accessori per GPL - Equipaggiamento delle cisterne per il trasporto su strada di GPL (2012). UNI EN ISO 12212 - Industrie del petrolio, petrolchimiche e del gas naturale - Scambiatori di calore tipo “Hairpin” (2012). 862 UNI EN 14587-3 - Applicazioni ferroviarie - Saldatura a scintillio delle rotaie - Parte 3: Saldatura durante la costruzione di incroci (2012). Norme americane USA API STD 6DX - Standard for actuator sizing and mounting kits for pipeline valves (2012). API RP 553 - Refinery valves and accessories for control and safety instrumented systems (2012). API RP 1595 - Design, construction, operation, maintenance, and inspection of aviation pre-airfield storage terminals (2012). ASTM A283/A283M - Standard specification for low and intermediate tensile strength carbon steel plates (2012). ASTM A494/A494M - Standard spec- Rivista Italiana della Saldatura - n. 6 - Novembre / Dicembre 2012 ASTM A884/A884M - Standard specification for epoxy-coated steel wire and welded wire reinforcement (2012). ASTM A1023/A1023M - Standard specification for stranded carbon steel wire ropes for general purposes (2012). ASTM A1064/A1064M - Standard specification for steel wire and welded wire reinforcement, plain and deformed, for concrete (2012). ASTM A1076/A1076M - Standard specification for cold formed carbon structural steel tubing made from metallic precoated sheet steel (2012). ASTM E1106 - Standard test method for primary calibration of acoustic emission sensors (2012). NACE MR0103 - Materials resistant to sulfide stress cracking in corrosive petroleum refining environments (2012). NACE SP0170 - Protection of austenitic stainless steels and other austenitic alloys from polythionic acid stress corrosion cracking during a shutdown of refinery equipment (2012). Notiziario NACE 35100 - In-line inspection of pipelines (2012). AWS A5.1/A5.1M - Specification for carbon steel electrodes for shielded metal arc welding (2012). AWS A5.10/A5.10M - Welding consumables - wire electrodes, wires and rods for welding of aluminum and aluminum-alloys – classification (2012). AWS A5.31M/A5.31 - Specification for fluxes for brazing and braze welding (2012). AWS B2.3/B2.3M - Specification for soldering procedure and performance qualification (2012). AWS D15.1/D15.1M - Railroad welding specification for cars and locomotives (2012). AWS G2.3M/G2.3 - Guide for the joining of solid solution austenitic stainless steels (2012). Norme europee EN CEN/TR 764-6 - Pressure equipment - Part 6: Structure and content of operating instructions (2012). EN 1369 - Founding - Magnetic particle testing (2012). EN 4268 - Aerospace series - Metallic materials - Heat treatment facilities General requirements (2012). EN 13100-4 - Non destructive testing of welded joints of thermoplastics semifinished products - Part 4: High voltage testing (2012). EN ISO 13588 - Non-destructive testing of welds - Ultrasonic testing - Use of automated phased array technology (2012). EN 14116 - Tanks for transport of dangerous goods - Digital interface for product recognition devices for liquid fuels (2012). EN 16296 - Imperfections in thermoplastics welded joints - Quality levels (2012). Norme internazionali ISO ISO 683-1 - Heat-treatable steels, alloy steels and free-cutting steels - Part 1: Non-alloy steels for quenching and tempering (2012). ISO 683-2 - Heat-treatable steels, alloy steels and free-cutting steels - Part 2: Alloy steels for quenching and tempering (2012). ISO 683-11 - Heat-treatable steels, al- . loy steels and free-cutting steels - Part 11: Case-hardening steels (2012). ISO 2400 - Non-destructive testing Ultrasonic testing - Specification for calibration block No. 1 (2012). ISO 9016 - Destructive tests on welds in metallic materials - Impact tests Test specimen location, notch orientation and examination (2012). ISO 12176-1 - Plastics pipes and fittings - Equipment for fusion jointing polyethylene systems - Part 1: Butt fusion (2012). ISO 12991 - Liquefied natural gas (LNG) - Tanks for on-board storage as a fuel for automotive vehicles (2012). ISO 13588 - Non-destructive testing of welds - Ultrasonic testing - Use of automated phased array technology (2012). ISO 15698-2 - Steel for the reinforcement of concrete - Headed bars - Part 2: Test methods (2012). ISO 16160 - Hot-rolled steel sheet products - Dimensional and shape tolerances (2012). ISO 16809 - Non-destructive testing - Ultrasonic thickness measurement (2012). Istituto Italiano della Saldatura Divisione Formazione Lungobisagno Istria 15 16141 Genova www.formazionesaldatura.it [email protected] Corsi IIS . Luogo Data Titolo Ore Genova 14-18/01/2013 Corso per International Welding Engineer (IWE) - Parte 3 - Modulo Progettazione e calcolo -- Genova 14-18/01/2013 Corso per International Welding Technologist (IWT) - Parte 3 - Modulo Progettazione e calcolo -- Rivista Italiana della Saldatura - n. 6 - Novembre / Dicembre 2012 863 Notiziario 864 Luogo Data Titolo Legnano 21-24/01/2013 Corso di saldatura di tubi e/o raccordi di PE per convogliamento di gas, acqua o altri fluidi, UNI 9737 e EWF -- Mogliano Veneto 21-25/01/2013 Corso per International Welding Technologist (IWT) - Parte 3 - Modulo Progettazione e calcolo -- Genova 28-01/02/2013 Corso per International Welding Specialist (IWS) - Parte 3 - Modulo Tecnologia della saldatura -- Genova 28-01/02/2013 Corso per International Welding Engineer (IWE) - Parti 1 e 2 - Corso di Specializzazione -- Genova 28-01/02/2013 Corso per International Welding Technologist (IWT) - Parti 1 e 2 Corso di Specializzazione -- Genova, Università di Genova, DIPTEM 28-01/02/2013 Corso sull’incollaggio (Adhesive Bonding) - Corso teorico-pratico per operatori (European Adhesive Bonder) -- Mogliano Veneto 04-05/02/2013 Corso per International Welding Engineer (IWE) - Parte 3 - Modulo Progettazione e calcolo -- Messina 04-07/02/2013 Corso di saldatura di tubi e/o raccordi di PE per convogliamento di gas, acqua o altri fluidi, UNI 9737 e EWF -- Roma 04-07/02/2013 Corso di saldatura di tubi e/o raccordi di PE per convogliamento di gas, acqua o altri fluidi, UNI 9737 e EWF -- Genova 11-14/02/2013 Corso di saldatura di tubi e/o raccordi di PE per convogliamento di gas, acqua o altri fluidi, UNI 9737 e EWF -- Genova 11-15/02/2013 Corso per International Welding Engineer (IWE) - Parte 3 - Modulo Fabbricazione -- Genova 11-15/02/2013 Corso per International Welding Technologist (IWT) - Parte 3 - Modulo Fabbricazione -- Genova 18-19/02/2013 Corso per Auditor / Lead Auditor - Modulo Base ISO 19011 16 Mogliano Veneto 18-21/02/2013 Corso di saldatura di tubi e/o raccordi di PE per convogliamento di gas, acqua o altri fluidi, UNI 9737 e EWF -- Mogliano Veneto 18-22/02/2013 Corso celere in saldatura 32 Genova 19-21/02/2013 Corsi sulla microsaldatura in elettronica - Standard IPC-A-610 Certificazione e ricertificazione come Certified IPC Specialist (CIS) 24 Genova 20-22/02/2013 Corso per Auditor / Lead Auditor - Qualità ISO 9001 24 Legnano 20-24/02/2013 Corso per International Welding Engineer (IWE) - Parte 3 - Modulo Fabbricazione -- Legnano 20-24/02/2013 Corso per International Welding Technologist (IWT) - Parte 3 - Modulo Fabbricazione -- Genova 21/02/2013 Corsi sulla microsaldatura in elettronica - Standard IPC-A-610 Challenge Test come Certified IPC Specialist (CIS) 6 Genova 25-28/02/2013 Corso per International Welding Specialist (IWS) - Parte 3 - Modulo Metallurgia e Saldabilità -- Genova 25-01/03/2013 Corso per International Welding Engineer (IWE) - Parti 1 e 2 - Corso di Specializzazione -- Genova 25-01/03/2013 Corso per International Welding Technologist (IWT) - Parti 1 e 2 Corso di Specializzazione -- Genova 25-01/03/2013 Corsi sulla microsaldatura in elettronica - Standard IPC J-STD-001 Certificazione come Certified IPC Specialist (CIS) 36 Rivista Italiana della Saldatura - n. 6 - Novembre / Dicembre 2012 Ore Notiziario Luogo Data Titolo Ore Genova 28-01/03/2013 Corso per International Welding Specialist (IWS) - Parte 3 - Modulo Progettazione e Calcolo -- Legnano Marzo-Giugno 2013 Corso per International Welding Engineer (IWE) - Parti 1 e 2 - Corso di Specializzazione -- Mogliano Veneto Marzo-Giugno 2013 Corso per International Welding Engineer (IWE) - Parti 1 e 2 - Corso di Specializzazione -- Legnano Marzo-Giugno 2013 Corso per International Welding Technologist (IWT) - Parti 1 e 2 Corso di Specializzazione -- Mogliano Veneto Marzo-Giugno 2013 Corso per International Welding Technologist (IWT) - Parti 1 e 2 Corso di Specializzazione -- Genova 01/03/2013 Corsi sulla microsaldatura in elettronica - Standard IPC J-STD-001 Challenge Test come Certified IPC Specialist (CIS) 8 Legnano 04-07/03/2013 Corso di saldatura di tubi e/o raccordi di PE per convogliamento di gas, acqua o altri fluidi, UNI 9737 e EWF -- Mogliano Veneto 04-08/03/2013 Corso per International Welding Engineer (IWE) - Parte 3 - Modulo Fabbricazione -- Mogliano Veneto 04-08/03/2013 Corso per International Welding Technologist (IWT) - Parte 3 - Modulo Fabbricazione -- Legnano 05-07/03/2013 Corsi specialistici sulla microsaldatura in elettronica - Principi generali e qualità nella saldatura in elettronica 24 Legnano 05-09/03/2013 Corso per International Welding Technologist (IWT) - Parte 3 - Modulo Fabbricazione -- Mogliano Veneto 11-13/03/2013 Corso sull’applicazione del DM 14 Gennaio 2008 - Corso Base 20 Genova 11-15/03/2013 Corso per International Welding Technologist (IWT) - Parte 3 - Modulo Fabbricazione -- Genova 11-15/03/2013 Corso per International Welding Engineer (IWE) - Parte 3 - Modulo Fabbricazione -- Genova 11-15/03/2013 Corso sulla protezione dalla corrosione nel settore ferroviario Coordinatori ed ispettori per le attività di protezione anticorrosiva - Corso di qualificazione per CCF- Grado A 76 Legnano 12-14/03/2013 Corsi sulla microsaldatura in elettronica - Standard IPC-A-610 Certificazione e ricertificazione come Certified IPC Specialist (CIS) 24 Legnano 12-14/03/2013 Corso per International Welding Engineer (IWE) - Parte 3 - Modulo Fabbricazione -- Mogliano Veneto 13-15/03/2013 Corso sull’applicazione del DM 14 Gennaio 2008 - Seminario EWF 652-11 per coordinatori di saldatura 20 Legnano 14/03/2013 Corsi sulla microsaldatura in elettronica - Standard IPC-A-610 Challenge Test come Certified IPC Specialist (CIS) 6 Mogliano Veneto 18-22/03/2013 Corso per International Welding Engineer (IWE) - Parte 3 - Modulo Fabbricazione -- Mogliano Veneto 22/03/2013 Corso per International Welding Technologist (IWT) - Parte 3 - Modulo Fabbricazione -- Mogliano Veneto 25-27/03/2013 Corso per International Welding Engineer (IWE) - Parte 3 - Modulo Fabbricazione -- Genova 25-29/03/2013 Corso per International Welding Specialist (IWS) - Parte 3 - Modulo Fabbricazione -- Rivista Italiana della Saldatura - n. 6 - Novembre / Dicembre 2012 865 Notiziario Corsi IIS di qualificazione per personale addetto alle PND di livello 1, 2 e 3 Luogo Data Modulo Base (MB) Ore Mogliano Veneto 21-22/01/2013 Modulo di Base per livello 2, UNI EN ISO 9712, ASNT SNT-TC-1A 16 Priolo 22-23/01/2013 Modulo di Base per livello 2, UNI EN ISO 9712, ASNT SNT-TC-1A 16 Legnano 28-29/01/2013 Modulo di Base per livello 2, UNI EN ISO 9712, ASNT SNT-TC-1A 16 Genova 26-27/02/2013 Modulo Esame Base per livello 3, UNI EN ISO 9712 16 Corsi IIS di qualificazione per personale addetto alle PND di livello 1, 2 e 3 866 Luogo Data Modulo Base (MB) Mogliano Veneto 21-22/01/2013 Modulo di Base per livello 2, UNI EN ISO 9712, ASNT SNT-TC-1A 16 Priolo 22-23/01/2013 Modulo di Base per livello 2, UNI EN ISO 9712, ASNT SNT-TC-1A 16 Legnano 28-29/01/2013 Modulo di Base per livello 2, UNI EN ISO 9712, ASNT SNT-TC-1A 16 Genova 26-27/02/2013 Modulo Esame Base per livello 3, UNI EN ISO 9712 16 Luogo Data Esame Visivo (VT) Genova 17-18/01/2013 Modulo Specifico (MS) Saldatura 12 Mogliano Veneto 23/01/2013 Modulo di Metodo (MM) per livello 2, UNI EN ISO 9712 8 Priolo 24/01/2013 Modulo di Metodo (MM) per livello 2, UNI EN ISO 9712 8 Legnano 30/01/2013 Modulo di Metodo (MM) per livello 2, UNI EN ISO 9712 8 Priolo 06-07/02/2013 Modulo Specifico (MS) Saldatura 12 Legnano 07-08/02/2013 Modulo Specifico (MS) Saldatura 12 Mogliano Veneto 12-13/02/2013 Modulo Specifico (MS) Saldatura 12 Genova 05-06/03/2013 Modulo Esame di Metodo per livello 3, UNI EN ISO 9712 16 Genova 21/03/2013 Modulo di Metodo (MM) per livello 2, UNI EN ISO 9712 8 Luogo Data Esame Radiografico (RT) Genova 19-22/02/2013 Modulo di Metodo (MM) per livello 2, UNI EN ISO 9712 28 Legnano 25-28/02/2013 Modulo di Metodo (MM) per livello 2, UNI EN ISO 9712 28 Genova 12-14/03/2013 Modulo Esame di Metodo per livello 3, UNI EN ISO 9712 24 Mogliano Veneto 12-15/03/2013 Modulo di Metodo (MM) per livello 2, UNI EN ISO 9712 28 Luogo Data Esame Ultrasonoro (UT) Genova 05-08/02/2013 Modulo di Metodo (MM) per livello 2, UNI EN ISO 9712 28 Legnano 19-22/02/2013 Modulo di Metodo (MM) per livello 2, UNI EN ISO 9712 28 Rivista Italiana della Saldatura - n. 6 - Novembre / Dicembre 2012 Ore Ore Ore Ore Notiziario Mogliano Veneto 05-08/03/2013 Modulo di Metodo (MM) per livello 2, UNI EN ISO 9712 28 Genova 11-15/02/2013 Modulo Specifico (MS) Operatore Tecniche Convenzionali 36 Legnano 11-15/03/2013 Modulo Specifico (MS) Operatore Tecniche Convenzionali 36 Luogo Data Esame con Particelle Magnetiche (MT) Genova 21-22/01/2013 Mogliano Veneto 29-30/01/2013 Genova 28-01/03/2013 Modulo Esame di Metodo per livello 3, UNI EN ISO 9712 16 Legnano 05-06/03/2013 Modulo di Metodo (MM) per livello 2, UNI EN ISO 9712, ASNT SNT-TC-1A 16 Luogo Data Esame con Liquidi Penetranti (PT) Genova 23-24/01/2013 Modulo di Metodo (MM) per livello 2, UNI EN ISO 9712 16 Mogliano Veneto 31-01/02/2013 Modulo di Metodo (MM) per livello 2, UNI EN ISO 9712 16 Legnano 07-08/03/2013 Modulo di Metodo (MM) per livello 2, UNI EN ISO 9712 16 Genova 07-08/03/2013 Modulo Esame di Metodo per livello 3, UNI EN ISO 9712 16 Ore Modulo di Metodo (MM) per livello 2, UNI EN ISO 9712, ASNT SNT-TC-1A Modulo di Metodo (MM) per livello 2, UNI EN ISO 9712, ASNT SNT-TC-1A 16 16 Ore Mostre e Convegni Luogo Data Titolo Contatti Orlando, FL USA 19-31/01/2013 COMPOSITES 2013 www.compositesshow.org [email protected] Jaipur, India 01-02/02/2013 ASME India Oil & Gas Pipeline Conference http://asme-ipti.org/pipeline-division/india [email protected] Mumbai, India 01-03/02/2013 IATF - India Automation Technology Fair www.iatf.in [email protected] San Francisco, California, USA 02-07/02/2013 SPIE Photonics West 2013 - Attend the most influential conference for biophotonics and biomedical optics, high-power laser manufacturing, optoelectronics, microfabrication, and green photonics. http://spie.org Andhra Pradesh, India 03-07/02/2013 ASTM 17th International Symposium on Zirconium in the Nuclear Industry www.astm.org Melbourne, Australia 04-05/02/2013 High Temperature Processing Symposium www.swinburne.edu.au/engineering/htp/symposium Rivista Italiana della Saldatura - n. 6 - Novembre / Dicembre 2012 867 Notiziario 868 Notiziario Luogo Data Titolo Contatti Boston, MA USA 04-06/02/2013 ASME 2013 2nd Global Congress on NanoEngineering for Medicine and Biology (NEMB2013) www.asmeconferences.org/ NEMB2013 Great Bend, KS USA 05-07/02/2013 NACE - 27th Annual Corrosion Control Seminar www.nace.org [email protected] Victoria, BC, Canada 11-14/02/2013 NACE Northern Area Western Conference 2013 http://events.nace.org [email protected] Scozia, UK 12/02/2013 TWI - Optimisation of In-Service Inspections (ISI) - The first meeting of the NDT Technical Group. www.twi.co.uk/news-events Kalpakkam, India 13-16/02/2013 OPE 2012 - International Conference and Exhibition on Pressure Vessels and Piping www.iiwelding.org Jakarta, Indonesia 20-23/02/2013 Indometal 2013 - Metal and Steel Trade Fair - Messe Düsseldorf Asia (Singapore) www.indometal.net New Orleans, LA USA 26-27/02/2013 AWS 8th Shipbuilding Conference www.aws.org Chennai, India 28-02/03/2013 International Corrosion Prevention Symposium for Research Scholars www.corsym.com Perth, Australia 10-13/03/2013 (iWIN2013) 1st Australasian International Welding, Inspection and NDT Conference. Joint conference celebrating the 50th anniversary of the Australian Institute for NDT and the 57th annual conference of the Welding Technology Institute of Australia. Great Abington, Cambridge, UK 14/03/2013 TWI - Linear Friction Welding Seminar www.twi.co.uk/news-events Orlando, FL, USA 17-21/03/2013 NACE CORROSION 2013 Conference and Expo 68th annual conference www.nace.org [email protected] Memphis, Tennessee, USA 18-21/03/2013 ASNT 22nd Research Symposium www.asnt.org Ravenna, Italia 20-22/03/2013 OMC 2013- 11th Offshore Mediterranean Conference & Exhibition www.omc.it [email protected] Las Vegas, NV USA 26-27/03/2013 AWS - Weld Cracking Conference www.aws.org Mosca, Russia 26-28/03/2013 10th Anniversary International Exhibition and Conference for Coatings and Surface Treatment http://expocoating.primexpo.ru/en Rivista Italiana della Saldatura - n. 6 - Novembre / Dicembre 2012 www.iwin2013.com.au Dati IIS-Data Per maggiori informazioni contattare la Biblioteca dell’Istituto: [email protected]; (+39) 010 83 41 385 “Hydrogen-induced cracking (HIC)” (2003-2012) Sigma phase precipitation and its influence on hydrogen induced cracking of duplex stainless steel base metal and weld metal (Doc. IIW-1613-03, ex-doc. IX-2056-03) di NAKADE K., «Welding in the World» Settembre-Ottobre 2003 pp. 9-20. Acciai inossidabili austeno-ferritici; austenite; composizione chimica; criccabilitá; fattori di influenza; ferrite; frattografia; idrogeno; infragilimento da idrogeno; materiale base; microstruttura; propagazione delle cricche; proprietà meccaniche; sigma; trasformazione. An investigation of ductility dip cracking in nickel-based filler materials -Part I di COLLINS M. G. e LIPPOLD J. C., «Welding Journal» Ottobre 2003 pp. 288s-295s. Acciai da costruzione; acciai inossidabili austenitici; bordi dei grani; condizioni di processo; criccabilitá; duttilità; infragilimento da idrogeno; leghe di nichel; materiali d'apporto; prove di meccanica della frattura; prove di saldabilità; saldatura ad arco a punti; saldatura TIG. An investigation of ductility dip cracking in nickel-based weld metals - Part Il di COLLINS M.G. et al., «Welding Journal» Dicembre 2003 pp. 348s-354s. Alta temperatura; bassa temperatura; bordi dei grani; criccabilitá; duttilità; infragilimento da idrogeno; leghe di nichel; materiali d'apporto; meccanica della frattura; prove di saldabilità; saldabilità; zona fusa. An investigation of ductility-dip cracking in nickel-based weld metals - Part III di COLLINS M. G. et al., «Welding Journal» Febbraio 2004 pp. 39s-49s. Aggiunte di elementi di lega; alta temperatura; bordi dei grani; criccabilitá; duttilità; infragilimento da idrogeno; leghe di nichel; materiali d'apporto; saldatura TIG; zona fusa. Sulphide stress cracking behaviour of weldments produced by indirect electric arc welding di NATIVIDAD C. et al., «Corrosion Engineering Science and Technology» Gennaio-Marzo 2006 pp. 91-95. Acciai al C-Mn; acciai microlegati; arco elettrico; criccabilitá; idrogeno diffusibile; infragilimento da idrogeno; microstruttura; saldatura MIG; solfuri; tensocorrosione. Form of corrosion. Physical - metallurgical (mechanical) hydrogen damage di NOTTEN G. «Stainless Steel World» Ottobre 2005 pp. 70-80. Corrosione; criccabilitá; criccabilità a freddo; fattori di influenza; giunti saldati; idrogeno; infragilimento da idrogeno; materiali dissimili; metallurgia; previsione; proprietà fisiche; proprietà meccaniche. An evaluation of hydrogen induced cracking susceptibility of titanium alloys in US high-level nuclear waste repository environments di HUA F. et al., «Stainless Steel World» Aprile 2006 pp. 19-29. Assorbimento; composto intermetallico; condizioni superficiali; corrosione; corrosione interstiziale; criccabilitá; industria nucleare; infragilimento da idrogeno; leghe di titanio; metallurgia; tensocorrosione. Disbonding of austenitic stainless steel cladding following high temperature hydrogen service (Doc. IIW-184407 (ex-doc. IX-2234r1-07)) di GITTOS M. F., «Welding in the World» Marzo-Aprile 2008 pp. 54-67. Acciai al Cr Mo a bassa lega; acciai basso-legati; acciai inossidabili; acciai inossidabili austenitici; acciai placcati; analisi con elementi finiti; calcolo; condizioni di processo; criccabilitá; difetti; distacco; gas; idrogeno; infragilimento; infragilimento da idrogeno; interfaccia; leghe di nichel; materiali resistenti allo scorrimento a caldo; metalli placcati; microstruttura; ricarica ad arco sommerso; ricarica ad elettroscoria; ricarica al plasma; ricarica manuale con elettrodi rivestiti; trattamento termico; trattamento termico dopo saldatura. Rivista Italiana della Saldatura - n. 6 - Novembre / Dicembre 2012 871 5LFHUFKH%LEOLRJUDÀFKH Hydrogen induced stress cracking di WOOLLIN P., «Stainless Steel World» Gennaio-Febbraio 2008 pp. 37. Acciai inossidabili; acciai inossidabili austeno-ferritici; acciai inossidabili martensitici; criccabilitá; criccabilità nella zona di raccordo; infragilimento da idrogeno; raccordi di saldatura; strutture di piattaforme marine; tensocorrosione. Environmentally assisted cracking behavior of alloy 182 weld in sulfuric acid solution di TSAI W- T. et al., «Corrosion» Gennaio 2009 pp. 15-23. Acciai inossidabili; acciai inossidabili austenitici; acidi; composizione chimica; corrosione; criccabilitá; distribuzione delle tensioni; frattografia; inconel; infragilimento da idrogeno; materiali d'apporto; microstruttura; proprietà meccaniche; saldatura ad arco sommerso; tensocorrosione; zolfo. Rilevazione e monitoraggio di cricche indotte su recipienti a pressione in servizio in ambiente "WET H2S" nell'industria petrolifera di CHIOFALO G. et al., «Il Giornale delle Prove non Distruttive» Luglio-Settembre 2008 pp. 36-42. Acciai a grano fino; acciai al C; acciai da costruzione; acido solfidrico; condizioni di servizio; controllo non distruttivo; corrosione; criccabilitá; criccabilità a freddo; difetti; idoneità all'impiego; impianti; industria petrolifera; infragilimento da idrogeno; ingegneria chimica; meccanica della frattura; recipienti in pressione; solfuri; tensocorrosione. Repairing cracks in refinery heat exchangers di RAO S., «Welding Journal» Settembre 2009 pp. 38-41. Criccabilitá; criccabilità a freddo; idoneità all'impiego; industria petrolifera; infragilimento da idrogeno; ingegneria chimica; operazioni in servizio; placcatura; riparazione; saldatura manuale con elettrodi rivestiti; saldatura TIG; scambiatori di calore; trattamento termico dopo saldatura; ZTA. Mechanism of stress oriented hic in high strength microalloyed steels (API 5L-X46, X65, X70, ASTM A516-70) di AMANO K. et al., «WRC Bulletin» N. 526/2009 pp. 35-40. Acciai microlegati; acido solfidrico; analisi con elementi finiti; condotte; corrosione; criccabilitá; infragilimento da idrogeno; microstruttura; NACE; norme; recipienti in pressione; simulazione; tensocorrosione; trattamento termomeccanico; ZTA. Evaluation of SSC initiation and propagation properties of high strength steels for pressure vessel (ASTM A516 Gr. 70, A841) di KOBAYASHI J. et al., «WRC Bulletin» N. 526/2009 pp. 41-52. Acciai ad alta resistenza; acido solfidrico; criccabilitá; industria petrolifera; infragilimento da idrogeno; ingegneria chimica; innesco delle cricche; NACE; norme; propagazione delle cricche; proprietà meccaniche; prove meccaniche; recipienti in pressione; saldatura manuale con elettrodi rivestiti; simulazione; sviluppo; tensocorrosione; trattamento termico dopo saldatura; ZTA; ZTA a grano ingrossato. Factors controlling the SSC susceptibility in weldments of HSLA steels (API 5L-X46, X65) di WATANABE Y. et al., «WRC Bulletin» N. 526/2009 pp. 53-62. Acciai ad alta resistenza; acciai basso-legati; acido solfid872 Rivista Italiana della Saldatura - n. 6 - Novembre / Dicembre 2012 rico; analisi con elementi finiti; criccabilitá; durezza; infragilimento da idrogeno; meccanica della frattura; microstruttura; NACE; norme; saldatura ad arco sommerso; simulazione; tensocorrosione; trattamento termo-meccanico; ZTA. Hydrogen cracking thresholds in segregation bands of heavy forgings of low alloy steels di TVRDY M. et al., «WRC Bulletin» N. 526/2009 pp. 63-68. Acciai al Cr Mo a bassa lega; acciai basso-legati; alta temperatura; alto; criccabilitá; infragilimento da idrogeno; materiali resistenti allo scorrimento a caldo; microstruttura; pezzi forgiati; proprietà meccaniche; resistenza ad alta temperatura; segregazione; spessore. Hydrogen uptake and transport in low alloy steels (BS 4360 50D, AISI 4340) di GRIFFITHS A. J. et al., «WRC Bulletin» N. 526/2009 pp. 69-80. Acciai basso-legati; corrosione; criccabilitá; idrogeno diffusibile; infragilimento da idrogeno; microstruttura; pezzi forgiati; propagazione delle cricche; proprietà meccaniche; prove di corrosione; resistenza a fatica. Evaluation of advanced plate steels for resistance to hic and SOHIC in wet H2S environments di RUSSELL D. et al., «WRC Bulletin» N. 530/2009 pp. 43-60. Acido solfidrico; carbonio equivalente; corrosione; criccabilitá; giunti saldati; infragilimento da idrogeno; lamiere; microstruttura; norme; proprietà meccaniche; prove di corrosione; sviluppo; tensocorrosione; trattamento termo-meccanico, NACE. Crack test. Ultrasonic testing for hydrogen induced and stress corrosion cracking in the oil and gas industry di AL-MITHIN A.W. et al., «Materials Evaluation» Gennaio 2010 pp. 37-44. Acciai al C; acciai basso-legati; acciai inossidabili; acciai inossidabili austenitici; acciai placcati; acido solfidrico; cloro; condizioni di servizio; condotte; controllo non distruttivo; controllo ultrasonoro; corrosione; criccabilitá; criccabilità a freddo; fattori di influenza; impianti; industria del gas; industria petrolifera; infragilimento da idrogeno; operazioni in servizio; radiografia; recipienti in pressione; tensioni residue; tensocorrosione; tubi; tubisteria. Effetto della diffusione dell'idrogeno sui fenomeni di environmental assisted cracking di acciai per pipeline in condizioni di protezione catodica di CABRINI M. et al., «La Metallurgia Italiana» Febbraio 2008 pp. 15-22. Acciai ad alta resistenza; acciai basso-legati; acciai microlegati; acciai per condotte; ambiente subacqueo; condotte; corrosione; corrosione di tubi interrati dovuta a correnti vaganti; criccabilitá; cricche di fatica; fattori di influenza; idrogeno diffusibile; infragilimento da idrogeno; microstruttura; propagazione delle cricche; proprietà meccaniche; protezione catodica; prove di corrosione; resistenza a fatica; strutture di piattaforme marine; tensocorrosione. Meccanismi di accrescimento e identificazione di difetti multipli indotti da idrogeno (Hydrogen Step Wise Cracking) di VERKADE J. C. et al., «La Metallurgia Italiana» Febbraio 2008 pp. 37-40. Acido solfidrico; bordi dei grani; controllo non distruttivo; 5LFHUFKH%LEOLRJUDÀFKH controllo ultrasonoro; controllo ultrasonoro TOFD; criccabilitá; difetti; idrogeno diffusibile; impianti; industria petrolifera; infragilimento da idrogeno; propagazione delle cricche; tensocorrosione. Mechanisms of hydrogen induced stress crack initiation and propagation in super duplex stainless steels (SAF 2507 SAF 2906) di CHAI G. et al., «Steel Research» Luglio 2009 pp. 482-487. Acciai inossidabili; acciai inossidabili austeno-ferritici; ambiente marino; corrosione intergranulare; criccabilitá; cricche intergranulari; difetti; infragilimento da idrogeno; innesco delle cricche; meccanica della frattura; microscopia elettronica; microstruttura; propagazione delle cricche; proprietà meccaniche; protezione catodica; prove meccaniche; scorrimento a caldo; tensocorrosione. Susceptibility to hydrogen-induced cracking in H2S corrosion environment of API 5L-X80 welding metal) (Traduzione inglese Weld. Int. N.2/2011, pp. 94-100) di HILTON J. et al., «Revista de Metalurgia» Luglio-Agosto 2009 pp. 267-276. Acciai microlegati; acciai per condotte; acidi; acido solfidrico; cordone depositato; corrosione; criccabilitá; fili animati; infragilimento da idrogeno; microstruttura; parametri di processo; preriscaldo; prove di corrosione; saldatura con filo animato; zona fusa. Behaviors of welded line pipe steels in wet H2S containing environments (IIW Proceedings AWST - 2010, Istanbul/Turkey) (X60 X65 X70 HIC SWC) di UYSAL A.K. e CANSEVER N., IIW 2010 pp. 627-633. Acciai ad alta resistenza; acciai basso-legati; acidi; alta frequenza; condizioni ambientali; condizioni di servizio; condotte; corrosione; criccabilitá; gas naturale; infragilimento da idrogeno; microstruttura; proprietà meccaniche; prove di corrosione; prove meccaniche; saldatura ad arco sommerso; saldatura laser; saldatura manuale con elettrodi rivestiti; solfuri; tensocorrosione; trattamento termo-meccanico; ZTA. Saving maintenance costs on a hydro-cracker in a refinery complex using Sumitono 347P steel tube di MATSUDA Y. et al., «Stainless Steel World» Ottobre 2010 pp. 69-71. Acciai inossidabili; acciai inossidabili austenitici; acidi; alta temperatura; corrosione intergranulare; costi; criccabilitá; durata della vita; giunti saldati; impianti; industria petrolifera; infragilimento da idrogeno; ingegneria chimica; manutenzione; microstruttura; prove di saldabilità; riduzione chimica; saldabilità; tensocorrosione; trattamento termico dopo saldatura; tubi; vita residua; zolfo; ZTA. Stress corrosion cracking of high strength steel fasteners for space applications (AFNOR 35NCD16) di JHA A. K. et al., «Journal of Failure Analysis and Prevention» LuglioAgosto 2010 pp. 270-281. Acciai ad alta resistenza; acciai basso-legati; analisi delle tensioni; aspetto; austenite; bordi dei grani; condizioni superficiali; corrosione; corrosione intergranulare; criccabilitá; dispositivi di fissaggio; indurimento; infragilimento da idrogeno; metallografia; rinvenimento; rotture; spazio interplanetario; tensocorrosione; trattamento termico. Hydrogen-induced cracking (HIC) of hardened and tempered steel fastener used in space application di JHA ABHAY K. e SREEKUMAR K., «Journal of Failure Analysis and Prevention» Settembre-Ottobre 2009 pp. 420-428. Acciai basso-legati; acciai bonificati; cadmio; corrosione intergranulare; criccabilitá; dispositivi di fissaggio; frattografia; infragilimento; infragilimento da idrogeno; metallografia; microcricche; pezzi fusi; propagazione delle cricche; rinvenimento; strutture aerospaziali; tensioni residue; tensocorrosione. The role of hydrogen in weld cracking processes - a new look at the problem (chevron cracks) (7CrMoVTiB10-10, L485MB, P91) di TASAK E. et al., «Welding International» Giugno 2011 pp. 409-414. Acciai al Cr Mo a bassa lega; acciai al Cr Mo ad alta lega; acciai microlegati; alta temperatura; criccabilitá; criccabilità a caldo; criccabilità a freddo; cricche intergranulari; difetti; fiocchi; giunti saldati; infragilimento da idrogeno; materiali resistenti allo scorrimento a caldo; microstruttura; ossidi; resistenza ad alta temperatura; saldabilità; solidificazione; ZTA. Hydrogen embrittlement of metals: a primer for the failure analyst (AISI 1020) di LOUTHAN M. R., «Journal of Failure Analysis and Prevention» Maggio-Giugno 2008 pp. 289-307. Acciai ad alta resistenza; acciai al Cr Mo a bassa lega; acciai inossidabili; acciai inossidabili austenitici; condizioni di servizio; corrosione intergranulare; criccabilitá; cricche di fatica; cricche intergranulari; durata della vita; fattori di influenza; fiocchi; idrogeno; idrogeno diffusibile; infragilimento da idrogeno; materiali resistenti allo scorrimento a caldo; metallurgia; microstruttura; resistenza a fatica; rotture. Hydrogen permeation behaviour of X56 steel in simulated atmospheric environment under loading di ZHENG C.B. et al., «Corrosion Engineering Science and Technology» Ottobre-Dicembre 2011 pp. 365-367. Acciai al C; carico; corrosione; corrosione atmosferica; criccabilitá; deformazione elastica; deformazione plastica; idrogeno; infragilimento da idrogeno; prove di corrosione; simulazione. Review of environmentally assisted cracking di SADANANDA K. e VASUDEVAN A.K., «Metallurgical and Materials Transactions» Febbraio 2011 pp. 279-295. Acciai ad alta resistenza; aspetto; cinetica delle reazioni; corrosione intergranulare; criccabilitá; frattografia; infragilimento; infragilimento da idrogeno; infragilimento dovuto al metallo fuso; leghe d'alluminio; materiali ceramici; metalli amorfi; propagazione delle cricche; proprietà chimiche; reazioni chimiche; recensione, rassegna; tensocorrosione; tipi di rotture. Investigation on role of corrosion generated hydrogen in process of stress corrosion cracking of austenitic stainless steel in marine atmospheric environment (AISI 321) di HUANG Y.L. et al., «Corrosion Engineering Science and Technology»Ottobre-Dicembre 2012 pp. 284-288. Acciai inossidabili; acciai inossidabili austenitici; ambiente marino; corrosione; corrosione da acqua di mare; criccabilitá; infragilimento da idrogeno; tensocorrosione. Rivista Italiana della Saldatura - n. 6 - Novembre / Dicembre 2012 873 17-18 aprile 2013 7a edizione Torino, Lingotto Fiere pad.1 esposizione di strumentazioni, tecnologie e servizi - convegni - casi applicativi per la CARATTERIZZAZIONE DEI MATERIALI ANALISI DI INCONVENIENTI CERTIFICAZIONI E NORMATIVE Ricerca cause di danneggiamenti precoci, failure analysis, diagnostica strutturale, veri¿ca dei processi produttivi o di trasforma]ione Tuali trattamenti super¿ciali o termici Attesta]ione di conformità di prodotti e apparecchiature alle direttive e normative na]ionali e interna]ionali di riferimento, documenta]ione tecnica, ecc CARATTERISTICHE DEI MATERIALI CONSULENZE Prove meccaniche di componenti, prodotti, strutture e materiali e di semilavorati in genere Tecnologie per la determina]ione della resisten]a a tra]ione, compressione, Àessione, torsione, taglio, resilien]a, ecc Analisi chimiche, prove amEientali, ecc Studi di fattibilità, messa a punto materiali e processi, industriali]]a]ione di prototipi con ottimi]]a]ione dei costi di reali]]a]ione, studi su trattamenti super¿ciali o di prote]ione, ecc CARATTERIZZAZIONE DELLE SUPERFICI ELABORAZIONE DATI Spessore e composi]ione rivestimenti, nano misure, controllo qualità, tribologia e caratteri]]a]ione meccanica, misure colore, ecc Calcoli strutturali, analisi delle sollecita]ioni, simula]ioni softZare, stima della vita di componenti Af¿dabilità TecnologieWHOID[ZZZDI¿GDELOLWDHXHYHQWR#DI¿GDELOLWDHX Indice 2012 Numero 1 - pagg. 1 - 146 Numero 2 - pagg. 147- 304 Numero 3 - pagg. 305 - 458 Numero 4 - pagg. 459 - 588 Numero 5 - pagg. 589 - 738 Numero 6 - pagg. 739 - 884 EDITORIALE r r r r r r La gestione della conoscenza, 1, pag. 4. Élites, 2, pag. 151. Periferia, 3, pag. 309. Il mercato ha sempre ragione?, 4, pag. 463. Il primato dell’aritmetica, 5, pag. 593. Il messaggio a Garcia, 6, pag. 743. ARTICOLI r r r r r r Caratterizzazione della resistenza a fatica delle giunzioni saldate per particolari di ponti metallici in presenza di anomalie costruttive, (M. Lanza, C. Servetto), 1, pagg.11-16. Saldatura di acciai inossidabili martensitici ad elevata resilienza per componenti idrodinamici di imbarcazioni innovative: confronto fra tecnologie tradizionali e tecnologie HDE, (G. Barbieri et al.), 1, pagg. 21-35. Saldatura Friction Stir tra estrusi e laminati, (E. Lertora et al.), 1, pagg. 39-45. Valutazioni di tipo ergonomico ed ambientale legate ad operazioni di saldatura, (F. Colombo, E. Rosellini), 1, pagg. 47-58. Modificazioni metallurgiche e tensioni residue in un acciaio saldato a medio contenuto di carbonio, (S. Missori et al.), 1, pagg. 61-68. Effetto dei parametri di saldatura GTAW sulla r r r r r r r r microstruttura della zona termicamente alterata e della zona fusa nell’acciaio P91, (A. Dimatteo et al.), 2, pagg. 153-161. Incremento della produttività della passata di radice nella saldatura circonferenziale dei tubi per gasdotti mediante tecnologia ibrida, (M. Fersini et al.), 2, pagg. 165-174. Verifica a fatica di giunti di profilati a bulbo mediante approcci locali, (C. M. Rizzo e W. Fricke), 2, pagg. 177-187. Qualificazione di un sistema di controllo ultrasonoro in accordo alle Raccomandazioni del Codice DNV OS-F101, (F. Bragotto et al.), 2, pagg. 189-194. Panorama sulla normativa europea per la qualità in saldatura, (F. Lezzi et al.), 2, pagg. 197-208. In India a Chennai, l’antica Madras, dal 17 al 22 Luglio 2011, il 64° Congresso Annuale dell’Istituto Internazionale della Saldatura, (G. Costa), 2, pagg. 211-232. Utilizzo di laser in fibra ad elevata focalizzazione per la saldatura: vantaggi e proprietà, (J. P. Bergmann et al.), 3, pagg. 311-316. Nuovi materiali d’apporto sviluppati per i nuovi acciai ad alto snervamento, (P. Bonalumi et al.), 3, pagg. 323-328. Evoluzione della normativa tecnica internazionale per la progettazione, la produzione e la fabbricazione di manufatti e di pipelines per il trasporto di idrocarburi on-shore ed off-shore, (M. Celant), 3, pagg. 331-337. Rivista Italiana della Saldatura - n. 6 - Novembre / Dicembre 2012 877 Indice 2012 r r r r r r r r r r r r r r r r r 878 Controllo qualità della placcatura di reattori per hydrocracking: procedure e criteri di accettabilità applicabili, (G. Zappavigna), 3, pagg. 339-349. L’affidabilità degli assemblaggi elettronici, (L. Moliterni), 3, pagg. 351-362. Microstruttura e proprietà meccaniche di giunti saldati a fascio elettronico in acciaio DP600, (P. Ferro et al.), 4, pagg. 465-471. Applicazione del laser allo stato solido con fibre ottiche per riporto in Inconel 625 su acciaio al carbonio per valvole, (A. Lauro e P. Baccarini), 4, pagg. 477483. Valutazione della tenacità di giunti saldati con prove di meccanica della frattura (J, CTOD): criteri di estrapolazione dei risultati ottenuti su provini di medio spessore a giunti di spessore elevato, (G. L. Cosso et al.), 4, pagg. 485-492. L’applicazione della metodologia RCM per la riduzione del Life Cycle Cost di sistemi Oil & Gas, (D. Saccardi), 3, pagg. 495-500. Modelli di organizzazione e di gestione della sicurezza, (L. Timossi e P. Picollo), 3, pagg. 503-510. Alcuni metodi per la valutazione della suscettibilità al fenomeno delle cricche da riscaldo (reheat cracking) della zona fusa dell’ acciaio 2,25Cr 1Mo 1/4V: Gleeble test®, GDMS, trazione a caldo (Mini JIP Project), (A. Bertoni e C. Chovet), 5, pagg. 595-602. Saldatura ibrida laser-MIG di giunti a T in lega di titanio, (R. Spina et al.), 5, pagg. 607-617. Recenti sviluppi della RBI - Risk Based Inspection dell’American Petroleum Institute: l’integrazione con la tecnologia del Fitness For Service per il calcolo della probabilità di rilascio, (S. Pinca), 5, pagg. 619-624. State of the art for flaw assessment of pipeline girth welds, (H. Pisarski), 5, pagg. 627-638. Radiografia Digitale: Caratterizzazione dei sistemi CR per applicazioni industriali, (S. Rusca), 5, pagg. 641-649. Qualificazione del processo di placcatura, normativa applicabile, (A. Pandolfo), 5, pagg. 651-660. Dagli anni sessanta l’impegno di IIS e IIS CERT nella qualificazione, certificazione e approvazione del personale PND, (G. Costa e S. Morra), 5, pagg. 663-670. “Laggan-Tormore Export Pipeline”: applicazione di fili 1Ni per saldatura orbitale NG-GMAW di giunti di forte spessore ad elevata resistenza e tenacità, (F. Ciccomascolo e T. Megna), 6, pagg. 747-754. Resistenza meccanica ed a corrosione di giunti simili a sovrapposizione saldati mediante FSW, (G. Castagnola et al.), 6, pagg. 757-769. Valutazione della “Minimum Pressurizing Temperature” (MPT) per reattori di elevato spessore realizzati in acciai bassolegati al Cr-Mo, in esercizio in Rivista Italiana della Saldatura - n. 6 - Novembre / Dicembre 2012 r r condizioni di “hydrogen charging”, (G. L. Cosso e R. Grandicelli), 6, pagg. 771-776. Robotica ed automazione dei processi saldati: traguardi acquisiti e prospettive future, (R. Molfino), 6, pagg. 779-787. Nuove soluzioni di monitoraggio di processo nella saldatura laser in fibra di leghe di titanio, (D. Colombo e B. Previtali), 6, pagg. 789-798. ISTITUTO ITALIANO DELLA SALDATURA r Relazione della Presidenza sulla gestione dell’Istituto Italiano della Saldatura, di IIS SERVICE e di IIS CERT nel 2011, 3, pagg. 365-377. ISTITUTO INTERNAZIONALE DELLA SALDATURA (IIW) r r r r r r Arc attachments on aluminium during tungsten electrode positive polarity in TIG welding of aluminium, (S. Rose et al.), 1, pagg. 71-79. Case study for welding simulation in the automotive industry, (W. Perret et al.), 2, pagg. 235-245. Non-destructive inspection of ITER PF jacket welds, (L. Silva et al.), 3, pagg. 379-386. Soundness diagnosis of a steel bridge pier repaired by heating/pressings, (M. Hirohata et al.), 3, pagg. 513-522. Creep rupture properties and fracture type of 9Cr1Mo-V-Nb/18Cr-8Ni steel dissimilar joints, (M. Yamazaki et al.), 5, pagg. 671-681. TIG weld penetration improvement by laser-activated process with oxygen, (M. Mizutani, S. Katayama), 6, pagg. 801-809. IIS DIDATTICA r r r r r r I cupro-nichel: proprietà meccaniche, chimico-fisiche e saldabilità, (IIS-FOR), 1, pagg. 81-91. La saldatura ad ultrasuoni, (IIS-FOR), 2, pagg. 247-254. Introduzione alle leghe a memoria di forma (Shape Memory Alloys) ed alla loro saldabilità, (IIS-FOR), 3, pagg. 387-396. Caratteristiche ed impiego di tubi e raccordi in acciaio inossidabile e lega di nichel fabbricati per colata centrifuga, (IIS-FOR), 4, pagg. 525-535. Introduzione al processo di saldatura al plasma, (IISFOR), 5, pagg. 683-689. Introduzione alla stesura di Specifiche di Procedura di Saldatura (WPS) secondo Codice ASME, Sezione IX, (IIS-FOR), 6, pagg. 811-821. Indice 2012 SCIENZA E TECNICA ABBIAMO PROVATO PER VOI r r r r r r r Prodotti anti-spatter per la saldatura a filo continuo con protezione gassosa: quale influenza sulla qualità e sulla ripetibilità del processo?, (P. Baccarini e E. Adile), 1, pagg. 93-95. Impiego di acciai termomeccanici per la fabbricazione di strutture saldate, (Estratto della Circolare CTA 2-2004), 2, pagg. 257-262. Proprietà del nuovo acciaio inossidabile duplex LDX 2404®, (C. Canderyd, R. Pettersson, M. Johansson, traduzione di M. Murgia), 3, pagg. 399-406. Il numero magico, (M. Lanza), 4, pagg. 539-540. Idrogeno e metalli, (M. De Marco), 5, pagg. 693-695. Progettare la sicurezza - SIL - Safety Integrity Level: la funzione dei sistemi di protezione SIS in relazione ai vincoli di sicurezza integrata secondo IEC 61508 e 61511, (G. Cevasco e R. Grandicelli), 6, pagg. 827-829. r r r r r NORMATIVA TECNICA r INCONTRO CON... r r r r r Ernest Levert, (Lockheed Martin), 1, pagg. 97-102. Rezia Molfino, (Università di Genova, SIRI), 3, pagg. 409-412. Alessandro Santoro, (UNI), 4, pagg. 549-553. Elettrodo basico CONARCONEdi Lincoln Electric, (G. Garbarino), 1, pagg. 105-115. Visore SE 28F di SMART NdT, (G. Calcagno e P. Miniello), 2, pagg. 275-280. Filo metal cored Fileur AMC 01, (G. Garbarino), 3, pagg. 415-426. Torcia al taglio plasma Trafimet Ergocut S65, (G. Garbarino), 4, pagg. 555-563. Liquidi Penetranti “Elite Flaw-Findr” di NDT ITALIANA, (P. Miniello), 5, pagg. 701-707. Elettrodi Elga Cromarod ITW Welding, (G. Garbarino), 6, pagg. 837-846. Commissione Saldature dell’UNI, (S. Giorgi), 2, pagg. 281-282. Nascono le “prassi di riferimento”. Una risposta tempestiva per mercati che cambiano, 3, pagg. 429430. UNI EN ISO 13585:2012 “Brasatura forte - Qualificazione dei brasatori e degli operatori per la brasatura forte”, (E. Birello), 6, pagg. 849-850. IIS NEWS & EVENTS DALLE ASSOCIAZIONI r r r r r Le norme UNI EN 15085:2008 “Saldatura dei veicoli ferroviari e dei relativi componenti”. Costruttori ed utilizzatori a confronto: traguardi acquisiti e criticità del sistema. L’esperienza italiana ed europea. Firenze, 28 Febbraio 2012, (M. Murgia), 2, pagg. 265-268. La saldatura laser da processo avanzato a tecnologia diffusa: una scommessa vinta? Bologna, 21 Giugno 2012, (M. Murgia), 4, pagg. 543-546. Giornate Nazionali di Saldatura 7: lavori in corso, (M. Murgia), 5, pagg. 697-699. Convegno “Robotica ed automazione dei processi in saldatura: quali alternative ai processi convenzionali?” Milano, 27 Novembre 2012, (M. Murgia), 6, pagg. 831-833. r ANASTA: il mercato nazionale della saldatura e taglio 2011 si mantiene positivo, (ANASTA), 1, pagg. 125-126. Assemblea Generale ANASTA nell’incertezza del periodo 2011-2012, (G. Maccarini, ANASTA), 3, pagg. 433-434. SALUTE, SICUREZZA E AMBIENTE r r Accordi Stato-Regioni per la formazione su salute e sicurezza, (T. Valente), 1, pag. 127. Aggiornamento periodico della formazione per gli addetti antincendio / D. Lgs. 231/01... in “flash over”, (T. Limardo), 2, pagg. 283-284. L’ESPERTO RISPONDE 2, pag. 273. DALLE AZIENDE FEATURES t IIW-EWF NOTIZIE Nuovo procedimento ICETM - Integrated Cold Electrode di ESAB, (Hannes Raudsepp M. Sc.), 5, pagg. 711-715. 1, 117-123; Rivista Italiana della Saldatura - n. 6 - Novembre / Dicembre 2012 879 Indice 2012 DALLE AZIENDE r 1, pagg. 129-130; 2, pagg. 287-290; 3, pagg. 437-439; 4, pagg. 565-567; 5, pagg. 719-721; 6, pagg. 853-859. r NOTIZIARIO LETTERATURA TECNICA r r r r r r r r r r r r 880 Effects of hydrogen on materials 2008. Proceedings of the international hydrogen conference. Jackson Hole, Wyoming, September 7-10, 2008, (Somerday B., Sofronis P. e Jones R. - ASM International), 1, pag. 131. Fracture and fatigue of welded joints and structures, (MacDonald K. - Woodhead Publishing Limited), 1, pagg. 131-132. International Comparison of Steels, (Beuth Verlag GmbH), 1, pag. 132. Il rapporto di lavoro all’estero e la normativa prevenzionistica da applicare, (Campo D. - EPC Srl), 2, pag. 291. Corrosion of magnesium alloys, (Song G. L. - Woodhead Publishing Limited), 2, pag. 291-292. Pressure vessels: external pressure technology (Second Edition), (Ross C. T. F. - Woodhead Publishing Limited), 3, pag. 292. Materials degradation and its control by surface engineering (3rd Edition), (Batchelor A. W., Loh N. L. e Chandrasekaran M. - Imperial College Press), 3, pag. 443. Welding thermal processes and weld pool behaviors, (Wu C. S. - Taylor and Francis Group), 3, pagg. 443444. Progettare le strutture in acciaio (CD allegato), (Floridia S. - Dario Flaccovio Editore), 4, pag. 571. Creep - Fatigue Interactions: Test Methods and Models - STP 1539, (Ashok S. e Dogan B. Conshohocke - ASM International), 4, pagg. 571-572. ASM Handbook, Volume 6A: Welding Fundamentals and Processes, (Lienert T., Siewert T., Babu S. e Acoff A. - ASM International), 5, pagg. 723-724. Welding and joining of aerospace materials, (Chaturvedi M. C. - Woodhead Publishing Limited), 5, pag. 724. Rivista Italiana della Saldatura - n. 6 - Novembre / Dicembre 2012 Fatigue Design of Steel and Composite Structures: Eurocode 3: Design of Steel Structures, Part 1-9 Fatigue; Eurocode 4: Design of Composite Steel and Concrete Structures, (Nussbaumer A., Borges L., Davaine L. - ECCS-CECM-EKS), 5, pagg. 724-725. Welding Deformation and Residual Stress Prevention, 1st Edition, (Ueda Y. - Elsevier Science & Technology Books), 6, pagg. 861-862. CODICI E NORME Norme nazionali: 1, pag. 132; 2, pagg. 292-293; 3, pag. 444; 4, pagg. 572-573; 5, pag. 725; 6, pag. 862. Norme americane: 1, pag. 132; 2, pagg. 293-294; 3, pagg. 444-445; 4, pag. 573; 5, pag. 726; 6, pagg. 862-863. Norme europee: 1, pag. 132; 2, pag. 294; 3, pag. 445; 4, pag. 573; 5, pag. 726; 6, pag. 863. Norme internazionali: 1, pag. 132; 2, pag. 294; 3, pag. 445, 4, pag. 573, 5, pag. 726, 6, pag. 863. CORSI Corsi IIS, Saldatura e PND: 1, pagg. 133-135; 2, pagg. 294-296; 3, pagg. 445-447; 4, pagg. 574-577; 5, pagg. 727729; 6, pagg. 863-867. Corsi di altre società: 1, pagg. 136-138; 2, pagg. 296-298; 3, pag. 447; 4, pagg. 577-578; 5, pagg. 729-730. MOSTRE E CONVEGNI 1, pagg. 139-140; 2, pagg. 298-299; 3, pagg. 447-448; 4, pagg. 578-580; 5, pag. 731; 6, pagg. 867-868. RICERCHE BIBLIOGRAFICHE IIS-DATA r r r r r r La saldatura in elettronica, 1, pagg. 141-143. La saldatura ad ultrasuoni, 2, pagg. 300-303. Trattamento termico dopo saldatura, 3, pagg. 451454. Ispezione basata sull’analisi del rischio, 4, pagg. 583586. Saldatura al plasma, 5, pagg. 733-735. Hydrogen-induced cracking (HIC), 6, pagg. 871873. Technology is life Dalla progettazione alla costruzione, dagli acquisti al montaggio, dall’installazione al controllo, dal risparmio energetico alla sostenibilità ambientale, dall’assistenza allo smaltimento, la competitività del prodotto manifatturiero è funzione delle svariate competenze che permettono di gestire in termini meccatronici la catena di processo. Una somma di “intelligenze” di cui MECHA-TRONIKA si fa espressione per garantire a offerta e domanda la più qualificata occasione di incontro. 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