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Numero 4
2007
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Volendo focalizzare, ad esempio, l’interesse sulle infrastrutture logistiche convenzionali (ponti, strade, ferrovie, ecc.),
appare del tutto evidente che esse sono
essenziali al fine di consentire uno
scambio concorrenziale ed efficace. E, al
contrario, che la loro mancanza costituisce un “handicap” rilevante allo stesso
fine.
Pertanto sarebbe quanto mai opportuno
provvedere, con qualche lungimiranza
ed efficienza, a realizzare le infrastrutture suddette in tempi convenienti. Il
tutto ovviamente in un contesto di sostenibilità ambientale.
Troppo semplice!
La capacità di questo Paese nel produrre
inutili sottoprodotti entropici è ai limiti
dell’infinito.
E quindi invece di infrastrutture adeguate dal punto di vista logistico,
abbiamo: studi, discussioni, tavole
rotonde, marce e tanti tanti discorsi.
Entropia allo stato puro!
L’approccio, nell’accezione del rinomato dizionario citato in precedenza,
può essere esteso a settori diversi da
quello della logistica. Dalla organizzazione della burocrazia alla produzione
dell’energia.
I risultati non cambiano.
Il marketing territoriale è, invece, un’espressione “trendy”, ricorrente nelle dichiarazioni dei responsabili di enti
locali, regionali e nazionali, che può
essere riproposta in italiano come “promozione del territorio”: consiste nel presentare al meglio le opportunità di “business” del territorio stesso, al fine di
attrarre investimenti ed avviare attività
proficue.
Va da se che, per quanto concerne il
marketing territoriale, le infrastrutture
risultano essere elemento prioritario.
Editoriale
Infrastrutture
e marketing
territoriale
L’
Uomo (inteso come specie
umana) è, al contrario dell’Orso, un
animale sociale. Pertanto, al contrario
dell’Orso, tende ad aggregarsi e a
formare comunità. Una delle primissime
cose che si verificano all’interno della
comunità è lo scambio di beni (io do una
cosa a te, tu dai una cosa a me) e servizi
(io faccio una cosa per te, tu fai una cosa
per me).
Così nasce il mercato e l’economia di
mercato, i cui pilastri sono la produzione
e il commercio, nel contesto di un valore
condiviso: la concorrenza.
Avendo esaurito, con pochi ma essenziali concetti, il meglio del pensiero economico, possiamo passare ad un elemento di contorno, per quanto
importante: le infrastrutture, ovvero
(secondo un rinomato dizionario) il
complesso delle attrezzature necessarie
ad agevolare lo svolgimento di un’attività.
468 Riv. Ital. Saldatura - n. 4 - Luglio / Agosto 2007
Adottando la proprietà transitiva, resta
misterioso come si possano attrarre investimenti in carenza di infrastrutture.
E poiché gli investimenti di oggi sono il
lavoro di domani, resta altrettanto misterioso il tipo di sviluppo che si prospetta
in futuro.
Probabilmente un futuro arcadico, popolato di fauni e ninfe che si rincorrono
gioiosamente nei boschi, cibandosi di
frutti e bevendo acqua pura direttamente
da zampillanti sorgenti.
Nel frattempo il marketing territoriale è
divenuto argomento di seminari e percorsi formativi avanzati, contribuendo
al “bla-blaismo” generale.
Le infrastrutture possono attendere.
Dott. Ing. Mauro Scasso
Segretario Generale IIS
Pubblicazione bimestrale
DIRETTORE RESPONSABILE: Ing. Mauro Scasso
REDATTORE CAPO: Geom. Sergio Giorgi
REDAZIONE: Sig.ra Sara Fichera, P.I. Maura Rodella
PUBBLICITÀ: Sig. Franco Ricciardi
Organo Ufficiale
dell'Istituto Italiano della Saldatura
Abbonamento annuale 2007:
Italia: .......................................... € 90,00
Estero: ........................................ € 155,00
Un numero separato: ................ € 20,00
La Rivista viene inviata gratuitamente ai Soci
dell’Istituto Italiano della Saldatura.
Direzione - Redazione - Pubblicità:
Lungobisagno Istria, 15 - 16141 Genova
Telefono: 010 8341333
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web: www.iis.it
Rivista associata
Registrazione al ROC n° 5042 - Tariffa R.O.C.: “Poste
Italiane S.p.A. - Spedizione in Abbonamento Postale
D.L. 353/2003 (conv. in L. 27/02/2004 n° 46) art. 1
comma 1, DCB Genova” - Fine Stampa Agosto 2007
Aut. Trib. Genova 341 - 20.4.1955
Progetto grafico: Marcs & Associati srl - Rozzano (MI)
Fotocomposizione e stampa:ALGRAPHY S.n.c.- Genova
Tel 010 8366272, Fax 010 8358069 - www.algraphy.it
L’istituto non assume responsabilità per le opinioni espresse
dagli Autori. 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 si riserva
l’accettazione dei messaggi pubblicitari. Ai sensi dell’art. 10
della Legge 675/96, 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.
ANNO LIX
Luglio-Agosto 2007
Articoli
Sommario
471
487
497
4
International Institute of Welding (IIW)
Corrosion testing of welds, a review of methods - C.O. PETTERSSON,
T. BOELLINGHAUS, T. KANNENGIESSER
509
519
529
IIS Didattica
Processi speciali di saldatura. Parte 2 - La saldatura a diffusione, ad alta
frequenza ed alluminotermica
Giunzioni nelle leghe leggere oggi: frontiere del possibile - L.M. VOLPONE,
S. MUELLER
Introduzione alle caratteristiche metallurgiche degli acciai avanzati ad alta
resistenza per applicazioni automobilistiche - S. MAGGI, M. MURGIA
Emissione acustica: piccoli serbatoi GPL interrati - Analisi dei risultati inerenti
la prima campagna di verifica in applicazione alla procedura EA dell’ISPESL C. DE PETRIS et al.
Manutenzione e riparazione del materiale rotabile - V. ESPOSITO, S. NOCCHIA
Verifiche a fatica di giunti saldati mediante criteri locali: un confronto tra il criterio
basato su un raggio di raccordo fittizio e il criterio della densità di deformazione
in un volume finito - P. LAZZARIN, F. BERTO, D. RADAJ
555
599
587
581
575
573
571
569
567
Elenco degli Inserzionisti
Ricerche bibliografiche da IIS-Data
“Tailored blank” per componenti auto
Notiziario
Letteratura tecnica
Codici e norme
Corsi
Mostre e convegni
Dalle Aziende
Dalle Associazioni
Dati di mercato per la saldatura e il taglio emersi dalla Assemblea Generale
di Anasta - G. MACCARINI
Salute, Sicurezza e Ambiente
Vibrazioni. Il 6 Luglio 2007 è passato: attenzione alle nuove attrezzature T. VALENTE
Normativa tecnica
Le norme tecniche e gli organismi di normazione in saldatura - S. GIORGI
IIS News
Flessibilità negli intervalli di verifica periodica ai sensi del DM 329/04 A. FUGAZZI
Scienza e Tecnica
La gestione dei componenti di impianto in sicurezza: è possibile convivere
con un difetto? - A. LAURO
Rubriche
603
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Moduli Avanzati per la qualificazione ad International Welding
Engineer (IWE) e International Welding Technologist (IWT)
Priolo (SR)
L’ISTITUTO ITALIANO DELLA SALDATURA ha programmato nel periodo Ottobre 2007 - Marzo
2008 presso la propria sede di Priolo (SR) il ciclo di Moduli Avanzati per la qualificazione ad IWE ed
IWT, a complemento delle parti I e II svolte nell’ambito del “Corso di Specializzazione”.
Requisiti per l’accesso ai Moduli
Per l’accesso ai Moduli è necessario aver frequentato il “Corso di Specializzazione in Saldatura” dell’IIS.
Inoltre, per la qualificazione ad IWE è richiesto il possesso di una Laurea o Diploma universitario in
Ingegneria; in alternativa, in Scienza dei Materiali, Fisica, Chimica o Architettura, abbinate ad una comprovata esperienza industriale in saldatura; per la qualificazione ad IWT è invece sufficiente un
diploma di scuola superiore ad indirizzo tecnico (o equivalente), della durata di 5 anni (in caso di
mancato soddisfacimento dei requisiti di cui sopra, è comunque possibile partecipare ai Moduli come
uditori).
Struttura dei Moduli
Il percorso formativo sarà articolato sui seguenti quattro Moduli Avanzati:
- Modulo Avanzato “Tecnologia della saldatura”, riferito ai processi di saldatura applicabili ai
materiali metallici e non metallici;
- Modulo Avanzato “Metallurgia e saldabilità”, riferito alle applicazioni di saldatura di metalli
ferrosi e non ferrosi;
- Modulo Avanzato “Progettazione e calcolo”, riferito alla concezione, valutazione dei criteri di
progettazione delle principali tipologie di strutture saldate;
- Modulo Avanzato “Fabbricazione, aspetti applicativi”, ove saranno trattati gli aspetti, gestione e controllo della fabbricazione di strutture saldate, con esempi riferiti ai principali settori
industriali.
Sede di svolgimento ed orari
I Moduli sono previsti presso la sede dell’Istituto Italiano della Saldatura a Priolo (SR), in Viale Annunziata 18 (tel. 0931 760620), dal Lunedì al Venerdì, con orario 9.00 ÷ 18.00, fatta eccezione per i
giorni di Lunedì (orario 14.00 ÷ 18.00) e Venerdì (orario 9.00 ÷ 13.00).
Informazioni
Per ulteriori informazioni, e per iscriversi è possibile contattare la Segreteria della Divisione Formazione al numero 010 8341371 (e-mail [email protected], fax 010 8367780).
Esami di qualificazione
Possono essere sostenuti in sessioni programmate annualmente, di cui i candidati sono informati
con debito anticipo, per ognuna delle quattro materie teoriche previste. È necessario iscriversi attraverso la Segreteria dell’Area Certificazione Figure Professionali (telefono 010 8341307, e-mail
[email protected]).
8÷12/10/2007
8÷12/10/2007 e 15÷17/10/2007
(IWE)
(IWT)
(IWE)
(IWT)
(IWE)
2.060,00
1.050,00
1.290,00
1.030,00
1.490,00
1.030,00
1.390,00
Prezzo (+ IVA) (1)
26÷30/11/2007 e 3÷5/12/2007
(IWT)
1.700,00
Sede
28/1÷1/2/2008 e 4÷5/2/2008
(IWE)
IIS - Sede di Priolo
28/1÷1/2/2008
(IWT)
26÷30/11/2007
10÷14 e 17÷21/03/2008
10÷14, 17÷21/03/2008 e 25÷27/03/2008
Periodo
Programmazione delle attività
Modulo
Tecnologia della saldatura
Metallurgia e saldabilità
Progettazione e calcolo
Fabbricazione, aspetti applicativi
Iscrizioni
Per iscriversi è sufficiente utilizzare il modulo cartaceo fornito con l’Attività Didattica 2007 oppure
procedere on - line attraverso il sito www.formazionesaldatura.it, selezionando il Modulo
dall’apposito motore di ricerca.
L’effettivo svolgimento di ogni Modulo sarà confermato al raggiungimento del numero
minimo di partecipanti.
Sono accettate iscrizioni solo se effettuate contestualmente al pagamento della relativa quota, il cui
pagamento può essere effettuato tramite bonifico bancario sul CC 4500 - Banca Popolare di Milano
(ABI 05584 CAB 01400 CIN I), intestato all’Istituto Italiano della Saldatura.
(1) È possibile attivare un contratto di iscrizione ai 4 Moduli con pagamento anticipato, con uno sconto del 10%.
Riv. Ital. Saldatura - n. 4 - Luglio / Agosto 2007 471
Keywords:
Aluminium alloys; EB welding; friction stir welding; GTA
welding; laser welding; light metals; mechanical properties;
MIG welding; physical properties; resistance welding;
weldability.
duction cycle did not consider welding as assembling technology (e.g. airplanes, pots and pans, electrical cables and
some castings). After the second half of the 20th century the
market of semifinished products in aluminium grew and expanded increasingly. The development of extrusion processes
had contributed tangibly this growth.
The progress in creating new alloys considered the improvement in weldability as manufacture spin off. At the same time
diverse welding methods has been developed offering a large
number of possibilities in differentiation with regard to the
quality and economic requirements of each single product.
From some time ago, therefore, being only rivetable and
boltable, aluminium alloys began to become weldable starting
to a massive utilization in industrial sectors as the civil and
transport (marine-, railway- and road transport).
The present article offers a general view on the different
welding methods; fusion welding processes as well as those
at solid state were included.
(°)
Giunzioni nelle leghe leggere oggi:
frontiere del possibile
L.M. Volpone *
S. Mueller *
Sommario / Summary
Decenni addietro, l’impiego dell’alluminio e delle sue leghe,
era limitato a pochi manufatti (velivoli, pentolame, cavi elettrici e qualche fusione), la cui produzione non considerava la
saldatura quale tecnologia di assemblaggio. Poi, dalla
seconda metà del novecento, si è verificata una crescita ed
una espansione del mercato dei semilavorati in leghe d’alluminio. Lo sviluppo dei processi di estrusione ha contribuito
tangibilmente a tale crescita.
Lo sviluppo di nuove leghe ha visto il miglioramento della
saldabilità come chiave del successo. Di pari passo, si sono
sviluppate svariate metodiche di saldatura offrendo così numerose possibilità di diversificazione in funzione dei requisiti
di qualità ed economicità dei singoli manufatti. Inizialmente
rivettabili od imbullonabili, le leghe di alluminio sono diventate prevalentemente saldabili aprendo le porte a larghi impieghi in campi industriali come il civile, l’edilizia urbano-industriale, l’automobilistico e il trasporto in genere (marittimo,
ferroviario e su gomma).
Il presente articolo offre una panoramica sulle metodologie di
saldatura per fusione, o più modernamente, in stato solido
(FSW), disponibili sul mercato. Non verranno trattate in
questa sede le giunzioni per brasatura, che meritano, vista
l’importanza, uno spazio come tipologia specifica di unione.
Decades ago, the use of aluminium and its alloys has been
limited to only few manufactured products in which the pro(°) Memoria presentata alla Giornata di Formazione e
Aggiornamento IIS: “Innovazione nella saldatura delle
leghe leggere” - Montichiari (BS), 18 Maggio 2006.
Istituto Italiano della Saldatura - Genova.
*
L’alluminio puro e le leghe d’alluminio
sono materiali metallici con elevate conducibilità termiche ed elettriche, alquanto più leggeri rispetto alle leghe
ferrose (densità variabili tra circa 1,710
e 2,885 kg/m3) e temperature di fusione
variabili tra 480° e 660°C. Possiedono
proprietà meccaniche con valori notevolmente vari che oscillano ad esempio
per σ0,2 da qualche decina a valori di 500
e oltre MPa, ma i loro limiti a fatica,
salvo alcune eccezioni, sono circa un
terzo rispetto agli acciai da costruzione.
L’alluminio e le sue leghe possiedono
alcune altre proprietà che le rendono
particolarmente interessanti in svariate
applicazioni industriali. Una di queste è
la resistenza alla corrosione, a volte
competitiva rispetto ad esempio agli
acciai inossidabili. La resistenza alla
corrosione marina, ad esempio di leghe
di alluminio con tenore di magnesio da
4,5-5,2%, è paragonabile a quella di un
acciaio inossidabile AISI 316. Se poi si
tiene conto che i livelli di resistenza
sono simili, ma le leghe pesano un terzo
in meno, si può capire ovviamente il loro
sviluppo crescente in termini d’industrializzazione. La spiccata resistenza
alla corrosione delle leghe di alluminio e
del metallo puro risiedono soprattutto
1. Alluminio e leghe caratteristiche fondamentali
che, specialmente quelle militari.
La saldabilità delle leghe di alluminio
mediante processi per fusione più o
meno tradizionali, spesso può risultare
problematica. Mentre la stragrande maggioranza delle leghe presentano una saldabilità da discreta a ottima (leghe
1XXX, 3XXX, 4XXX, 5XXX, 6XXX),
altre possono presentare inconvenienti di
natura metallurgica quali ad esempio infragilimento (2XXX e 7XXX). Più recentemente, la saldabilità di queste
ultime, è stata oggetto di rivalutazione in
quanto, con processi di saldatura dei
metalli in stato solido (FSW), tali inconvenienti subiscono un ridimensionamento.
Prima di affrontare i problemi di saldabilità e le relative metodologie di giunzione di questi materiali, è necessario
fare una breve introduzione sulle varie
famiglie di leghe esistenti e le loro caratteristiche fondamentali.
L.M.Volpone e S. Mueller - Giunzioni nelle leghe leggere oggi: frontiere del possibile
Premessa
“L’Ingegneria non è una scienza esatta,
ma tra tutte le discipline ingegneristiche,
la saldatura è forse la più inesatta.”
Con questa affermazione non si vuole
certamente dare una visione catastrofica
della tecnologia di saldatura, bensì, si
desidera affermare soltanto una caratteristica intrinseca di questo processo,
ovvero l’enorme peso che in esso ha l’aspetto pratico e la sperimentazione quale
modo d’individuazione dei parametri ottimali nell’esecuzione di una giunzione.
La quantità di variabili coinvolte in un
processo di saldatura ha reso, nel
passato, inutili tutti i tentativi di modellazione. Soltanto negli ultimi tempi, metodiche d’analisi numerica o FEM hanno
permesso un approccio più rigoroso, ma
non meno approssimativo. Tuttavia, universalmente, e sancito da normative a
carattere internazionale, ovunque si
debba fabbricare mediante saldatura, è
prassi consolidata quella di impostare
sperimentalmente il processo e certificare la sua idoneità mediante prove di laboratorio.
Il testo del presente articolo è interamente dedicato alla saldatura dell’alluminio e delle sue leghe, quindi all’esame
delle problematiche specifiche che regolano la saldabilità di questi materiali.
L’alluminio, isolato come elemento
chimico e reso noto da Hans Christian
Oersted nel 1825, trova sviluppo soltanto nel 1886, quando è stato messo a
punto un processo di estrazione dal minerale (Bauxite).
Nel 1910 furono sviluppate le prime
leghe d’alluminio e precisamente le
leghe alluminio-rame, leghe con le quali
si stabilì la conoscenza di un importante
meccanismo per conferire caratteristiche
meccaniche elevate, ossia l’indurimento
per precipitazione o invecchiamento.
Nella prima metà del XX secolo, lo sviluppo maggiore delle leghe di alluminio
avviene tra le due guerre mondiali, incentivato soprattutto, da precise richieste
del mondo delle costruzioni aeronauti-
472 Riv. Ital. Saldatura - n. 4 - Luglio / Agosto 2007
nella capacità passivante dell’ossido di
alluminio che si forma spontaneamente
sulle superfici metalliche (Al2O3).
Esistono oggi otto famiglie di leghe di
alluminio di interesse industriale riconosciuto. Le famiglie sono composte da
numerose leghe “affini” che condividono uno o due elementi di lega caratteristici.
Le otto famiglie a loro volta si riuniscono in due grandi gruppi secondo il
meccanismo che conferisce loro le proprietà meccaniche, ovvero:
• Leghe da trattamento termico (invecchiamento);
• Leghe da lavorazione plastica a
freddo (incrudimento).
Le Tabelle I e II illustrano rispettivamente la composizione chimica e le
principali applicazioni nonché le caratteristiche meccaniche per le leghe da trattamento termico. Analogamente le
Tabelle III e IV fanno altrettanto per il
gruppo di leghe da incrudimento.
2. Saldabilità delle leghe
di alluminio
Un metallo viene definito come saldabile quando:
• È possibile realizzare una giunzione
saldata dove la porzione di metallo
generata dalla fusione dei lembi, più
eventuale metallo d’apporto, possieda proprietà chimiche, meccaniche e tecnologiche allineate o simili a
quelle del materiale base;
• Il giunto generato ed il materiale base
costituiscono una continuità strutturale;
• La zona di fusione e quella termicamente alterata non sono caratterizzate
da discontinuità di natura metallurgica (non operativa).
Da questo punto di vista non si può certo
affermare che le leghe di alluminio siano
saldabili senza problemi. Le ragioni
principali di ciò sono da mettere in relazione col fatto che:
• Nelle leghe da deformazione plastica
a freddo, l’incrudimento responsabile
delle caratteristiche meccaniche
viene distrutto dal riscaldamento provocato dalla saldatura portando due
zone a fianco del giunto (ZTA) in una
condizione “soft” (caratteristiche
meccaniche tipiche dello stato
ricotto);
L.M.Volpone e S. Mueller - Giunzioni nelle leghe leggere oggi: frontiere del possibile
TABELLA I - Composizione chimica e principali applicazioni delle leghe da trattamento termico [1].
7004f
6951
6351
6262e
6101
6070
6063
6061
6013
6010
6009
6005
2618d
2519c
2219b
2218
2090a
2036
2024
2017
2014
-
-
-
-
0.28
0.50
-
-
0.25
0.9
0.40
0.40
-
2.3
5.8
6.3
4.0
2.7
2.6
4.4
4.0
4.4
Cu
-
-
-
0.35
1.0
-
-
1.4
0.40
0.6
0.25
1.0
0.8
0.8
0.18
-
-
-
-
-
-
0.50
0.8
Si
-
0.30
0.45
-
-
0.6
-
-
-
-
-
0.35
0.50
0.50
-
-
0.30
0.30
-
-
0.25
0.6
0.7
0.8
Mn
3.3
2.5
2.8
1.4
1.5
0.6
0.6
1.0
0.6
0.8
0.7
1.0
0.95
0.8
0.6
0.50
1.6
0.17
-
1.5
-
0.45
1.5
0.6
0.50
Mg
6.8
4.3
5.6
4.0
4.5
4.2
-
-
-
-
-
-
-
-
0.25
0.25
-
-
0.06
-
-
-
-
-
-
-
Zn
-
-
-
-
-
-
-
-
-
-
-
-
-
-
-
-
-
1.0
-
-
2.0
-
-
-
-
-
Ni
0.23
0.20
0.23
0.20
0.13
-
-
-
0.09
-
-
-
0.20
-
0.10
0.10
-
-
-
-
-
-
-
-
-
-
Cr
Aircraft construction; slightly higher strength than 7075
Strongest aluminium alloy where section thickness exceeds 3 in.
(76.2 mm), large and massive parts for aircraft and allied construction
High-strength aircraft and other applications; cladding gives good corrosion resistance
Armor plate; military bridges
Truck trailer, railcar extruded shapes
Truck trailer, railcar extruded shapes
Brazing sheet core alloy
Same as 6061
Electrical conductors
Structural applications, piping
Pipe, railings, hardware, architectural applications
Automotive body sheet
Automotive body sheet
Structural and architectural
Same as 2218
Structural; high-strength armor
Structural; high-temperature strength; aerospace tanks; good weldability
Forging alloy; engine cylinder heads, pistons, parts requiring good
strength and hardness at elevated temperature
Structural; high strength and damage tolerant aerospace applications
Automotive body sheet
Structural, aircraft sheet construction, truck wheels; often clad for
strength with good corrosion resistance
Same as 2014; screw machine parts
Structures, structural and hydraulic fittings, hardware, and heavy-duty
forgings for aircraft or automotive uses
Typical Applications
7005g
2.8
Nominal Composition (% Alloying Element)
7039
1.6
-
Base
Alloy
7075
0.6
-
e. Also 0.6 Pb and 0.6 Bi
f. Also 0.15 Zr
g. Also 0.15 Zr and 0.035 Ti
Esistono comunque una serie di altre
ragioni di notevole importanza che determinano spesso riserve nel considerare
la saldabilità dell’alluminio e delle sue
leghe.
Una di questa è l’esistenza di uno strato
d’ossido di alluminio (Al2O3: allumina)
sulle superfici del metallo. Se tale ossido
si trova sui lembi da saldare, questo esercita un’azione refrattaria oltre che dielettrica la quale si traduce correntemente
nei seguenti risultati:
• Cattivo scambio elettronico tra arco
elettrico e pezzo da saldare;
Screw machine products, fittings
Structural, architectural, automotive, railway, and marine applications;
pipe and pipe fittings; good formability, weldability, corrosion resistance,
strength
General structural applications, improved strength over 6061
7079
2.0
Also 2.2 Li and 0.12 Zr
Also 0.06 Ti, 0.10 V and 0.18 Zr
Also 0.06 Ti 0.17 Zr and 0.10 Va
Also 1.1 Fe and 0.07 Ti
7178
a.
b.
c.
d.
• Nelle leghe da trattamento termico,
saldando il metallo in condizione di
invecchiamento, la medesima zona
precedente (ZTA) finirà in uno stato
intermedio tra ricotto ed invecchiato
con caratteristiche meccaniche inferiori.
Riv. Ital. Saldatura - n. 4 - Luglio / Agosto 2007 473
L.M.Volpone e S. Mueller - Giunzioni nelle leghe leggere oggi: frontiere del possibile
TABELLA II - Caratteristiche meccaniche delle leghe da trattamento termico [1].
MPa
42
14
ksi
69
414
290
96
MPa
-
-
-
-
Sheet
(1.6 mm)
1/16 in.
22
13
20
18
Round
(12.7 mm)
1/2 in.
18
42
38
18
ksi
124
290
262
124
MPa
13
18
20
13
ksi
89.6
124
138
89.6
MPa
45
135
105
45
Elongation % in 2 in. (50.8 mm)
186
60
-0
-T4
70
27
62
483
186
428
50
11
40
345
76
276
18
20
-
22
22
41
18
38
283
124
262
20
13
18
138
89.6
124
120
45
105
(500 kg load)
Brinnell
Hardnessb
ksi
428
10
Fatigue
Strengtha
27
483
Shear
Strength
62
180
Yield
Strength
-0
70
-T3
(0.2% Offset)
-T4
26
Ultimate
Tensile
Strength
-0
-T6
Aluminium
Temper
Alloy
2014
2017
2024
120
-
138
-
95
20
-
283
-
-
41
-
-
19
103
20
-
103
-
324
-
207
15
132
47
-
15
103
115
469
-
30
-
189
-
68
6
15
124
-
-T4
7.5
-
11
-
28
-
-
-
18
-
-
120
18
-
303
-
117
-
124
496
17
262
-
124
-
124
72
76
255
10
44
-
17
-
18
37
248
10
38
179
18
-
18
538
11
290
-
152
-
-
331
36
352
10
10
26
193
-
290
78
172
42
393
-
10
18
22
-
-
48
358
51
441
-
12
28
234
42
25
414
57
372
-
-
-
-T8
52
455
64
124
25
-
34
-
-0
-T72
60
476
54
269
-
13
-T31
66
496
18
124
24
-
24
-T62
69
441
39
172
9
22
393
-T81
72
193
18
159
193
-T87
64
303
25
372
57
2090
-T87
28
228
23
28
2218
-T61
44
290
54
496
2219
-T1
33
296
338
2519
-T5
42
407
72
2618
-T4
43
49
6005
-T4
59
-T4
6009
-T4
-T361
6010
-T6
2036
6013
6070
-T9
-T6
-H111
-T6
-T6
-T5
-T1
-0
-T6
-T4
-0
45
58
32
14
55
35
27
22
13
45
35
18
310
400
221
96
379
186
152
90
310
241
124
41
55
28
11
51
21
13
7
40
21
8
283
379
193
76
352
145
90
48
276
145
55
-
-
15
-
10
12
12
20
-
12
22
25
11
12
10
-
-
-
-
-
-
-
17
25
30
27
27
35
20
-
34
22
17
14
10
30
24
12
186
186
241
138
-
234
-
117
96
69
207
166
83
-
13
-
-
14
10
10
9
8
14
14
9
-
89.6
-
-
96.5
68.9
68.9
62.1
55.2
96.5
96.5
62.1
-
120
71
-
-
73
60
42
25
95
65
30
6061
6101
-T5
-
6063
6262
310
31
6351
45
-
331
-
48
-
-T6
a. Fatigue strength for round specimens and 500 million cycles.
b. 10-mm ball used.
474 Riv. Ital. Saldatura - n. 4 - Luglio / Agosto 2007
L.M.Volpone e S. Mueller - Giunzioni nelle leghe leggere oggi: frontiere del possibile
Mg
99.60% minimum aluminium
Mn
Cr
Nominal Composition (% Alloying Element)
Chemical process equipment, tanks, piping
Typical Applications
TABELLA III - Composizione chimica e principali applicazioni delle leghe da incrudimento [1].
Aluminium Association
Designation
Cu
Architectural and decorative applications, furniture,
deep drawn parts, spun hollow ware
1060
99.00% minimum aluminium
General purpose applications where slightly higher
strength than 1100 is required. Process and food
handling equipment, chemical and petroleum drums
and tanks
1100
-
Sheet metal requiring higher strength than 3003
Electrical conductor wire, bus and cable
Electrical conductor and architectural applications
99.50% minimum aluminium
1.0
-
-
1.2
0.8
Similar to 3003 and 5005 but stronger. Has excellent
finishing qualities
1.2
-
1350
0.12
3004
1.4
3003
5005
-
Marine components, tanks, unfired pressure vessels,
cryogenics structures, railroad cars, drilling rings
-
0.15
Marine components, tanks, tankers, truck frames
5050
4.4
0.15
Unfired pressure vessels, tankers. Alloy 5254 has
closer control of impurities for H2O2 service
-
0.7
4.0
0.25
Structural applications and tanks for sustained hightemperature service
2.5
0.45
3.5
0.12
-
5083
2.7
Structures, tanks, unfired pressure vessels, marine
components
-
5086
0.8
0.12
5052, 5652
5154, 5254
5.1
Sheet metal applications requiring higher strength
than 5050. Formable and good corrosion resistance.
Storage tanks, boats, appliances. Alloy 5652 has closer
control of impurities for H2O2 service
5454
0.8
3.1 Saldatura TIG (GTAW)
Questo procedimento fa uso dell’arco
elettrico instaurato tra il pezzo da saldare
ed un elettrodo infusibile di tungsteno,
quindi è un processo di giunzione adatto
a creare una saldatura soltanto fondendo
i lembi che in questo caso sono retti e
ben accostati.
La giunzione senza metallo d’apporto è
praticabile su spessori sottili di regola
≤1,5mm (lamierini). Contrariamente,
l’uso di un metallo d’apporto è necessario quando il processo viene usato per
prime passate o su giunti di spessore tra
1,5mm e circa 10mm; quest’ultimo spes-
• Saldatura Laser;
• Saldatura a resistenza;
• Saldatura FSW (Friction Stir
Welding).
Segue ora una breve rassegna di ognuno
di questi metodi.
-
I processi industrialmente di maggiore
utilizzo e successo per saldare l’alluminio e le relative leghe sono:
• Saldatura TIG (Tungsten Inert Gas);
• Saldatura MIG (Metal Inert Gas);
• Saldatura EBW (Electron Beam
Welding);
3. Saldatura delle leghe
di alluminio - Metodologie
applicabili
La Tabella VI stabilisce una graduatoria
della saldabilità per leghe sia da lavorazione plastica che da fonderia. Queste
ultime presentano buona saldabilità
quando è presente il silicio nella loro composizione, specialmente tra 2 e 7% in
peso. Tale graduatoria è riferita fondamentalmente ai processi ad arco (TIG e
MIG).
5456
• Impossibilità di fondere il metallo (la
temperatura di fusione dell’allumina
è 2060°C);
• Incollatura del metallo d’apporto sui
lembi;
• Surriscaldamento di una zona estesa e
sfondamento dei lembi di giunzione.
L’elevata conducibilità termica (tre
volte quella dell’acciaio!) fa si che il
calore fluisca velocemente dal cianfrino
verso il materiale base col rischio di
provocare fusione precaria dei lembi
e vistose distorsioni e deformazioni permanenti di vario genere nei pezzi
saldati.
La Tabella V elenca alcune proprietà
fisiche delle leghe d’alluminio in un
diretto paragone con l’acciaio.
Tenendo conto di quanto finora detto, le
leghe maggiormente saldabili sono prevalentemente: leghe 1XXX, 3XXX,
5XXX e 6XXX.
Riv. Ital. Saldatura - n. 4 - Luglio / Agosto 2007 475
L.M.Volpone e S. Mueller - Giunzioni nelle leghe leggere oggi: frontiere del possibile
TABELLA IV - Caratteristiche meccaniche delle leghe da incrudimento [1].
MPa
6
43
Sheet
(1.6 mm)
1/16 in.
45
-
-
Round
(12.7 mm)
1/2 in.
9
11
7
ksi
62
76
48
MPa
5
7
3
ksi
34
45
21
MPa
23
35
19
Elongation % in 2 in. (50.8 mm)
ksi
28
35
24
166
22
152
5
15
13
90
-
9
-
62
-
44
(500 kg load)
Brinnell
Hardnessb
MPa
4
34
124
Fatigue
Strengtha
ksi
69
5
18
Shear
Strength
10
90
131
Yield
Strength
19
-H18
55
40
8
55
23
62
46
-
69
63
28
9
96
77
4
10
103
28
83
96
14
110
41
12
110
15
-
51
-0
14
110
16
-
-
16
124
-
28
16
16
145
-
48
10
18
76
-
48
25
21
96
7
8
12
11
110
7
145
4
6
14
76
186
9
20
16
103
21
69
5
-
15
27
200
25
-
11
152
10
248
8
40
200
29
41
5
36
1.5
22
179
36
138
83
53
-
29
241
6
186
12
90
30
-H14
26
283
20
103
13
41
-H18
35
124
27
15
124
166
-0
41
159
18
6
-H34
18
200
24
-
24
-H38
23
55
8
186
-0
29
8
166
110
-H34
145
24
27
-H38
21
193
16
-0
28
-0
-H34
68
63
77
47
124
-
96
138
-
110
18
-
14
20
159
16
145
-
138
21
166
23
124
14
24
-
172
20
8
-
25
18
10
22
-
7
16
30
214
-
6
255
-
-
25
31
145
159
-
90
37
228
23
-
200
262
21
-
-
29
290
33
-
159
13
38
290
16
23
221
42
317
-
193
-H34
42
228
22
32
-H38
46
33
117
28
-0
317
17
-0
-H116
46
262
-H38
-H19
(0.2% Offset)
-0
13
Ultimate
Tensile
Strength
-0
-H18
Aluminium
Temper
Alloy
1060
1100
1350
3003
3004
5005
5050
5052,
5652
5083
-H321
38
58
-0
63
5086
117
73
-
117
80
17
131
-
17
145
152
19
-
-
21
22
166
-
-
193
186
-
24
-
-
28
27
27
-
-
25
-
-
117
13
12
117
10
62
10
17
228
-
73
207
17
269
-
-
255
241
33
159
-
30
241
39
23
166
-
81
37
35
290
-
24
-
290
35
331
22
-
-
324
-0
42
117
10
-
42
-H112
48
17
207
-
47
-H34
248
30
-
179
-H34
5154,
-H38
36
276
-
26
-H116
5254
-0
40
-
5454
-H32
24
-
-
-
90
10
-
-
241
-
-
159
-
207
35
22
30
23
-
16
303
166
-
310
24
255
44
310
37
45
45
352
-0
-H112
51
-H34
5456
-H116
a. Fatigue strength for round specimens and 500 million cycles.
b. 10-mm ball used.
476 Riv. Ital. Saldatura - n. 4 - Luglio / Agosto 2007
7,900
Acciai
5154
6463
359.0
5252
7003
443.0
5254
7005
5456
7039
A 443.0 B 443.0
5457
5652
5657
L.M.Volpone e S. Mueller - Giunzioni nelle leghe leggere oggi: frontiere del possibile
Leghe d’alluminio
1400 – 1500
TABELLA V - Differenze di proprietà fisiche determinanti della saldabilità delle leghe d’alluminio rispetto all’acciaio.
~2,700
Caratteristica
470 – 650
900
Densità [kg/m3]
2060
79
0,44
Temperatura di fusione del metallo [°C]
Temperatura di fusione dei relativi ossidi [°C]
235
0,89
1350
5086
6262
A357.0
771.0
Nelle leghe di alluminio il campo di
spessori ottimali con corrente alternata
va da 0,8mm a 5mm. La Figura 1 illustra
lo schema impiantistico in forma semplificata.
Infine la Tabella VII illustra le modalità
operative della saldatura TIG per le
leghe di alluminio (giunti di testa) per
spessori fino a 10mm (oltre 8mm si
ricorre sovente ad un preriscaldo intorno
Leghe di alluminio la cui saldatura non è raccomandata
713.0
alternata ed è dotata di una sorgente ad
alta frequenza, la quale rende più facile
l’accensione dell’arco elettrico. L’oscillazione della polarità della corrente alternata contribuisce a “far saltare” il film
d’allumina esistente sui lembi, anche se
esso correntemente viene rimosso meccanicamente non più di tre o quattro ore
prima di saldare (la sua riformazione è
alquanto veloce).
14
Calore specifico [kJ/kg*°K]
24
Conducibilità termica [W/m*°K]
Coef. dilatazione termica lineare [mm*106/°C]
1100
5083
6061
357.0
Leghe di alluminio saldabili
5056
6101
A 356.0
332.0
296.0
711.0
Leghe di alluminio a ridotta saldabilità
Leghe di alluminio saldabili nella maggior parte delle applicazioni
356.0
5454
7020
TABELLA VI - Saldabilità di leghe diverse d'alluminio con procedimenti di saldatura ad arco elettrico [2].
C 355.0
- Da lavorazione plastica
- Alluminio puro
1050
2219
3003
3004
3105
5005
5050
5052
6060
6063
6082
- Da fonderia
- 328.0
355.0
319.0
- Da lavorazione plastica
- 2014
4032
6066
- Da fonderia
- 208.0 308.0
- 413.0 712.0
- Da lavorazione plastica
- 2024
2218
2618
- Da fonderia
- 213.0 222.0 295.0
- 333.0 336.0 354.0
- 512.0 513.0 514.0
- Leghe da pressofusione
535.0
710.0
- Da lavorazione plastica
- 2011
7075
7178
- Da fonderia
- 242.0 520.0
- 705.0 707.0
sore è ritenuto “limite” non per fattibilità
impedita, ma per antieconomicità (è essenzialmente un processo lento). Il gas
inerte di protezione normalmente usato è
l’argon. Esistono apparecchiature TIG
adatte a grossi spessori, ma sono quasi
sempre completamente automatiche ed
in corrente continua.
La maggior parte degli impianti è
manuale o semiautomatica in corrente
Riv. Ital. Saldatura - n. 4 - Luglio / Agosto 2007 477
3
3
3
1,5
1,5
1,5
Spessore
materiale base
[mm]
piano
verticale
orizzontale
piano
verticale
orizzontale
piano
verticale
orizzontale
Posizione
Motorino spingi filo
Pistola MIG
G
Bobina filo
Controllo
Acqua
L.M.Volpone e S. Mueller - Giunzioni nelle leghe leggere oggi: frontiere del possibile
Torcia TIG
5
5
5
piano
verticale
orizzontale
Argo
6
4,8
4,8
6
4,8
4,8
3,2
3,2
3,2
3,2
2,4
2,4
1,6
1,6
1,6
Diametro
elettrodo
[mm]
5
5
5
5
5
5
4
4
4
3
3
3
2
2
2
Diametro
bacchetta
[mm]
aX
aX
aX
aV
aV
aV
aV
aV
aV
lembi retti
lembi retti
lembi retti
lembi retti
lembi retti
lembi retti
Tipo di
smusso
350
350
350
325
250
250
175
160
160
125
115
115
60-70
60-70
60-70
Corrente
[A]
“autocorretta” dalla stessa macchina. Su
tutti i processi di saldatura ad arco, la
lunghezza dell’arco è determinante sulle
caratteristiche che avrà il giunto, quindi
è di notevole importanza la possibilità di
saldare con dispositivi che, nel caso di
variazione di tale lunghezza, venga automaticamente ripristinata la posizione di
saldatura. Il parametro ultimo che sovrasta su tutto è quindi l’apporto termico.
Nel processo MIG, il filo fonde a velocità costante quando la lunghezza dell’arco e la velocità di saldatura rimangono costanti.
Figura 2 - Schema di un impianto MIG [2].
Generatore
corrente
• Un circuito di alimentazione sulla
torcia o pistola di saldatura;
• Un sistema di adduzione di gas di
protezione del bagno fuso di saldatura;
• Un sistema di raffreddamento ad
acqua della pistola o torcia oppure
mediante lo stesso gas di protezione.
La Figura 2 schematizza quanto sopra
elencato. La metodologia MIG fa uso di
impianti semiautomatici o completamente automatici e la particolarità più
interessante di quelli semiautomatici è il
fatto che la lunghezza dell’arco viene
Generatore corrente alternata
10
10
10
piano
verticale
orizzontale
478 Riv. Ital. Saldatura - n. 4 - Luglio / Agosto 2007
10
10
10
TABELLA VII - Condizioni operative per la saldatura TIG dell’alluminio e delle sue leghe [2].
3.2 Saldatura MIG (GMAW)
Trattasi di una configurazione composta
fondamentalmente da:
• Un generatore di corrente (frequentemente in C.C.);
• Un meccanismo di adduzione continua del metallo di apporto in forma di
filo di diametro variabile;
a 200°C). Col processo TIG, il metallo
d’apporto, quando usato, deve avere la
composizione chimica alquanto simile a
quella del materiale base se non addirittura identica.
Figura 1 - Schema di un impianto TIG [2].
Materiale
d’apporto
Acqua
Generatore alta
frequenza
HF
Argo
Il filo scorre man mano che fonde a velocità tra 10 e 20 m/min. Il trasferimento
del metallo fuso al bagno può avere modalità diverse in funzione della corrente
di saldatura. Per basse correnti e tensioni, tra 25 e 35 volt all’estremità del
filo si formano grosse gocce di metallo
fuso con una frequenza di circa 10 gocce
al secondo. Quando la corrente oltrepassa un valore detto di transizione, le
gocce diventano minuscole con una frequenza di circa 100 gocce al secondo.
La prima modalità detta “Drop Arc” presenta un arco turbolento, abbondanti
spruzzi e scarsa penetrazione mentre la
seconda è detta “Spray Arc” ed è caratterizzata da un arco molto più stabile,
maggior penetrazione, assenza di
spruzzi ed un cordone di saldatura molto
più regolare. La tecnica “Spray Arc” è
particolarmente indicata per spessori
medio alti (5 - 12mm) mentre per spessori sottili, fino ad 1mm, si presta bene
un'altra tecnica denominata “Short Arc”
(tensioni tra 16 e 25 volt).
Saldando con il MIG le leghe di alluminio, occorre ricordare che è assolutamente importante l’alimentazione in
corrente continua con polarità inversa
ossia il negativo al pezzo (CCPI), che
permette il distacco dell’eventuale allumina sui lembi. Mentre per la saldatura
TIG le portate di gas sono modeste
(5 - 15 l/min), per la saldatura MIG occorrono portate superiori in funzione del
diametro del filo:
• 15 - 20 l/min per fili di diametro da
0,8 - 1,2mm,
• 20 - 25 l/min per fili di diametro da
1,6 - 2,4mm.
Usando l’argon la forma del giunto presenta una penetrazione al vertice più
spinta, ma con l’elio il cordone di saldatura è più largo e meno penetrante. I materiali d’apporto più diffusi per il processo MIG sono:
• Alluminio puro o leggermente additivato con titanio (leghe d’apporto
1080 A - 1080 A+Ti 0,10%);
• Leghe d’apporto Al-Si con 5 oppure
12% Si (4043 e 4032 rispettivamente);
• Leghe d’apporto Al-Mg con tenore di
Mg 3%, 3,5% e 5% (5554, 5654 e
5356).
Infine, i diametri di filo di maggiore
impiego sono 0,8, 1,2, 1,6 e 2,4mm;
questi vengono di regola alimentati con
correnti negli intervalli rispettivamente:
Riv. Ital. Saldatura - n. 4 - Luglio / Agosto 2007 479
tura è più larga sulla porzione superiore.
La Figura 4 è un’immagine “spettacolare” di ciò che è possibile fare con
EBW nelle leghe di alluminio. Il principio di funzionamento della EBW è
basato sulla capacità che ha il fascio di
elettroni, di produrre, per gassificazione
del metallo e conduzione allo stato di
plasma, un foro profondo denominato
“keyhole”, nelle cui pareti il metallo
fonde generando la saldatura propriamente tale. I lembi sono generalmente
ad angolo retto e molto ben accostati ed i
giunti ottenuti con questo processo presentano una ZTA che è la più piccola tra
le varie tipologie di saldature per
fusione.
Anche il livello di distorsioni e di deformazioni in genere è molto ridotto e le
tensioni residue di saldatura sono anche
modeste. Sono possibili praticamente
tutte le configurazioni di giunto frequentemente usate:
• Giunti di testa (longitudinali o circolari),
• Ad angolo (in trasparenza e classico),
• Su spigolo o bordo,
• A sovrapposizione (overlap).
Con EBW si saldano praticamente tutte
le leghe di alluminio, ma per le leghe
classiche da trattamento termico di invecchiamento, esistono problemi di criccabilità che spesso vengono risolti con
aggiunta di metallo d’apporto nella
forma di filo continuo “freddo” (non alimentato elettricamente).
Figura 3 - Schema di un impianto EBW [3].
Fitting
Flange
of the
Vacuum
Pump
Electromagnetic
Colls
Fitting Flange of
the Vacuum Pump
Cathode
L.M.Volpone e S. Mueller - Giunzioni nelle leghe leggere oggi: frontiere del possibile
80 - 140A,
120 - 210A,
160 - 300A e
240 - 450A.
Guiding and Forming Generation
3.3 Saldatura a
Fascio
Elettronico
(EBW)
Il fascio di elettroni e le apparecchiature che ne
fanno uso sono
entrati ormai da
mezzo secolo
nella vita delle
persone, nelle
nostre case. Di
fatto, il televisore
oppure il video da
tavolo di un computer, fanno uso
di un fascio di
elettroni accelerati. Nell’industria sono
numerose le applicazioni del fascio di
elettroni accelerati; oscilloscopi ed apparecchi ultrasonici analogici sono un
esempio. Negli ospedali, i tubi catodici
per produrre raggi X sono già esempi
dove l’accelerazione degli elettroni raggiunge livelli energetici molto più
elevati. Quando con lo stesso principio
vengono coinvolte tensioni di accelerazione molto elevate, allora il fascio di
elettroni è capace di sviluppare, all’impatto con una superficie metallica,
potenze dell’ordine di diversi milioni di
watt su una superficie di 1cm2.
La Figura 3 illustra in forma schematica
la configurazione classica di un impianto
di EBW. Condizione fondamentale per
produrre un fascio di elettroni accelerati
è il vuoto (10 -2 – 10 -4mm di mercurio).
Esistono impianti ad alto vuoto, dove il
pezzo da saldare è posto all’interno della
camera sotto vuoto, quindi la produzione
del fascio e la saldatura stessa si svolgono sotto vuoto. L’evoluzione di questo
processo ha portato a soluzioni alternative più flessibili ed economiche.
Di fatto, le camere a vuoto hanno dimensioni limitate e non sempre è possibile
introdurre pezzi grandi all’interno.
È così che sono nati processi EBW dove
il fascio “esce” dalla zona ad alto vuoto
e percorre un piccolo percorso a pressione atmosferica fino a raggiungere la
superficie metallica da saldare. Ne perde
un po’ di potenza ovviamente e la salda-
of the Beam
of the Beam
Working Chamber
Fascio
laser
dustrializzata già da 30 anni circa, ed
oggi è largamente usata soprattutto nel
campo di spessori medio piccoli, dove i
pregi del metodo (velocità, precisione,
indeformabilità, ecc.) sono elevati. Il
fascio laser è fondamentalmente una radiazione elettromagnetica (fascio di
fotoni) con una particolarità, quella di
essere monocromatica e coerente, quindi
in grado di concentrare notevoli quantità
d’energia su aree piccolissime fino a
8 x 105 W/cm2. Esistono due versioni di
laser industriali maggiormente usate:
• Il laser a CO2;
• Il laser in stato solido Nd-YAG.
Con la prima si può disporre di potenze
alquanto elevate, fino a 35kw, ma il trasporto del fascio avviene mediante condotte dotate di lenti e specchi. La lunghezza d’onda λ di queste onde è
10,6μm.
Il laser Nd-YAG invece possiede una
lunghezza d’onda λ=1,06μm e la radiazione viaggia su una fibra ottica flessibile ed orientabile molto più facile e
meno problematica in termini di manutenzione rispetto al laser CO2.
Le potenze sono però minori e ad oggi si
aggirano su 10kW circa.
Laser beam
Fusion zone
Figura 6 - Principio della saldatura laser
ibrido (Laser/MIG) [4].
Keyhole
Giunto
laser
L’impiego del laser per saldare leghe di
alluminio non è esente da problematiche
di varia natura derivanti dal fatto che le
leghe di alluminio:
• Presentano elevata riflettività superficiale;
• Hanno elevata conduttività termica;
• Possiedono un punto di fusione molto
basso.
Da questo punto di vista il laser Nd-YAG
con la sua lunghezza d’onda λ=1,06μm
dà migliori risultati. Il principio di saldatura laser è analogo a quello del EBW,
quindi è basato sulla formazione del
“keyhole”.
La Figura 5 illustra graficamente il principio di giunzione laser. Causa la riflettività superficiale, le leghe di alluminio si
saldano bene in spessori piccoli (2 –
5mm) e comunque il valore massimo di
spessore saldabile è 12mm o 13mm.
I giunti laser richiedono gas di protezione inerte (argon o elio) ma spesso risultano porosi, non a causa di tale gas
ma di una instabilità del fondo del
“keyhole”.
Esistono versioni di laser ibrido ossia
combinato con un processo MIG tradizionale, il quale tollera accoppiamenti
dei lembi un pò più
grossolani (Fig. 6).
I principali campi
d’interesse della salGas nozzle
datura laser nelle
leghe di alluminio
Electrode
sono quelli delle costruzioni aeronautiPulsed arc
che ed automobilistiche; ad esempio
un noto modello
d’automobile, la
Audi A2 contiene
30m di saldatura
laser nella sua carrozzeria in lega di
alluminio, saldature
eseguite con velocità media di
5m/min.
Figura 5 - Principio di funzionamento della saldatura laser (“keyhole”) [3].
Parti da
saldare
L.M.Volpone e S. Mueller - Giunzioni nelle leghe leggere oggi: frontiere del possibile
Figura 4 - Saldatura a passata singola su
lega AA 5083 spessore 450mm mediante
EBW [4].
La Tabella VIII illustra le caratteristiche
meccaniche ottenibili su diverse leghe di
alluminio con EBW.
Per spessori da 2mm a 50mm le velocità
di saldatura in singola passata possono
oscillare tra 40mm/s a 13 mm/s con correnti di filamento tra 20mA e 200mA e
tensioni d’accelerazione tra 20kV e
160kV.
3.4 Saldatura laser (LBW)
L’impiego del laser in svariati campi ha
avuto uno sviluppo straordinario negli
ultimi decenni. Basti pensare quanto è
diffuso oggi l’impiego in lettori di CD DVD, stampanti, lettura di codici a
barre, ecc.
La tecnologia laser come sorgente
termica per taglio e saldatura è stata in-
480 Riv. Ital. Saldatura - n. 4 - Luglio / Agosto 2007
L.M.Volpone e S. Mueller - Giunzioni nelle leghe leggere oggi: frontiere del possibile
TABELLA VIII - Proprietà meccaniche di giunti EBW su leghe d'alluminio paragonate a quelle dei materiali base [1].
% in 1 in.
(25.4 mm)
Average Tensile
Elongation
% in 2 in.
(50.8 mm)
–
–
–
Average Yield Strength,
0.2% Offset
MPa
22.0
9.6
11.3
–
–
Average Tensile Strength
145
149
145
12.0
4.0
Specimen
Identitya,b
21.0
21.6
21.0
228
265
Base
Metal
290
261
252
33.0
38.4
ksi
42.0
37.8
36.5
317
310
MPa
BM
AW
AWc
46.0
45.0
7039-0
7039-T64
6061-T6
2219-T87e
BM
AW
BM
AW
WHT
BMf
AW
AWg
BM
AW
33.1
32.9
60.6
43.2
44.8
45.0
34.5
30.4
69.0
46.0
524
348
483
228
227
418
298
309
310
238
210
476
317
67.0
43.3
60.4
16.4
16.9
51.6
37.2
44.2
40.0
28.9
22.3
55.0
33.0
462
299
416
113
116
356
256
305
276
199
154
379
228
–
–
–
–
–
–
–
–
18.0
10.0
–
10.0
3.0
11.0
2.0
6.0
17.8
14.7
10.0
3.8
1.8
–
–
7.0
–
–
ksi
5083-0
BM
AW
7075-T6
76.0
50.5
70.1
Welds are autogenous except where addition of wire is indicated
BM (base-metal specimen), AW (as-welded specimen),WHT (welded in heat-treated condition then reheat-treated specimen)
ER 5356 filler wire
From Hamilton Standard Electron Beam Welding Data Manual, Data Sheet No, 4.1.12 and 4.1.20
From Brennecke, M.W., “Electron Beam Welded Heavy Gage Alloy 2219,”Welding Journal; 44(1) 27S-29S
Base metal properties from Metals Handbook, Properties and Selection of Metals,Vol. 1, 8th Edition
ER 4043 filler metal
che si verifichi il distacco delle parti nei
punti saldati.
3.6 Friction Stir Welding (FSW)
La saldatura mediante FSW fa uso del
calore generato dall’attrito per contatto
tra l’utensile rotante ed il materiale da
saldare [5]. La Figura 9 illustra tale principio. Il processo FSW richiede lembi da
saldare diritti e ben accostati con una separazione massima pari a 0,2mm, ma so-
Saldatura continua
Figura 7 - Modalità di giunzione a resistenza [2].
Saldatura per punti
Saldatura di testa
prattutto, ben livellati e fissati energicamente ad una base robusta e non cedevole. L’operazione procede nel seguente
modo:
• L’utensile in rotazione si appoggia
sulle parti da saldare in corrispondenza della linea di contatto dei
lembi. A causa del contatto dinamico,
la porzione di metallo sotto l’utensile
si riscalda raggiungendo una condizione altamente plasticizzata;
BM
AW
WHT
Heat-treatable Alloys
Nonheat-treatable Alloys
5456-H321d
a.
b.
c.
d.
e.
f.
g.
3.5 Saldatura a resistenza (RW)
In questa metodologia la sorgente di
calore è costituita dal passaggio di corrente elettrica di elevato valore tra i
pezzi da unire e contemporaneamente
una forte pressione in corrispondenza
del punto d’unione. Con questa metodologia si possono eseguire:
• Punti di saldatura;
• Saldatura continua;
• Saldature di testa.
La Figura 7 illustra queste tre tipologie.
Questa metodologia di saldatura è caratteristica per spessori sottili e la Figura 8
mostra alcune configurazioni di giunto
usuali.
La saldatura per punti ha un effetto
analogo alla chiodatura, ed è un metodo
ampiamente utilizzato nell’assemblaggio di parti in alluminio fino a 5mm di
spessore.
Se la giunzione è ben eseguita, quando il
punto è sollecitato a strappo deve cedere
una zona esterna alla saldatura, senza
Riv. Ital. Saldatura - n. 4 - Luglio / Agosto 2007 481
Accettabile
B>15; H<50
H
70°<α<80°
H
10<B<15
1,7<H/B<2,5
B
B
10<B<15
B
Scadente
H/B<1,7
B<10
Irrealizzabile
L.M.Volpone e S. Mueller - Giunzioni nelle leghe leggere oggi: frontiere del possibile
Ottimale
B
B
B>15
<60°
mensioni del “pin”, a meno che non
venga usato un utensile speciale retraibile che può evitare la comparsa
del foro.
Da quanto detto in precedenza ne risulta
un giunto che possiede le seguenti caratteristiche morfologiche:
• Sulla superficie superiore (lato utensile) è visibile una serie d’impronte
(una sorta di anelli successivi a sovrapposizione);
• Assenza completa di sovrametallo ma
soltanto piccole sporgenze o bave ai
lati del giunto originate da metallo
plasticizzato dallo “shoulder”;
• Lungo il giunto nella direzione di
avanzamento dell’utensile, ad
esempio con rotazione antioraria, si
Figura 8 - Disposizioni tipiche di giunti effettuati per saldatura elettrica per punti [2].
• Sotto una spinta applicata dalla macchina, l’estremità inferiore, detta “pin”,
penetra nella zona plasticizzata fino a
che la spalla o “shoulder” non tocca la
superficie del materiale da saldare.
A questo momento, la penetrazione
cessa, ma l’utensile continua a girare;
• Dopo qualche istante, l’utensile in rotazione si mette in moto longitudinale
traslando lungo la linea di contatto
dei lembi. Il metallo viene trascinato
in rotazione da un lembo all’altro e
viene “spalmato” dietro l’utensile in
forma uniforme e compatta in una sequenza di scie analoghe alla struttura
a strati di una cipolla;
• Alla fine del giunto, l’utensile si ritira
lasciando un foro non passante di di-
Figura 9 - Il processo FSW in sequenza.
482 Riv. Ital. Saldatura - n. 4 - Luglio / Agosto 2007
possono individuare: un lato destro o
“advancing side” ed un lato sinistro o
“retreating side”;
• Sovente, le proprietà meccaniche e
microstrutturali del giunto differiscono lievemente da un lato all’altro;
• Sulla superficie inferiore del giunto
(rovescio), quando i parametri esecutivi sono quelli giusti, non è più individuabile la linea di contatto originale
dei lembi e la superficie è esente da
incisioni o mancanza di penetrazione
al vertice.
Dal punto di vista metallurgico è interessante analizzare una sezione macro trasversale ad un giunto di testa in una lega
di alluminio del tipo 6XXX. La Figura
10 è un esempio di ciò che è possibile
osservare.
Zona A:
Questa regione del giunto è la vera e
propria saldatura. In essa il flusso plastico del materiale trascinato dall’utensile è stato totale ed il metallo, confinato
dalla flangia o shoulder, dalla solida
base sotto ed ai lati, dal metallo base non
plasticizzato, ha sperimentato una sorta
di estrusione opposta alla direzione di
avanzamento. La zona A è denominata
“nugget” o “nocciolo” del giunto ed è
costituito in buona parte da una microstruttura da ricristallizzazione dinamica
molto più fine di quella del materiale
base. Lungo il giunto, il nugget si presenta come una successione compatta di
“semigusci” o sottili strati di materiale
spalmato dietro l’utensile, lo spessore di
tali “gusci” dipende dalle velocità di rotazione ed avanzamento dell’utensile.
Zona B:
Questa zona è caratterizzata da una deformazione plastica progressiva verso il
“nugget”. In essa il materiale appare trascinato dall’utensile, soprattutto sul
fianco in avanzamento, quindi con parziale perdita dell’aspetto originale del
materiale base, nonché accompagnato da
una trasformazione strutturale dovuta al
fatto che, in questa zona, la temperatura
del processo è superiore ai punti di trasformazione. L’entità in larghezza di
questa zona è funzione del grado di plasticizzazione del materiale, di fatto, nell’acciaio essa è minima o pressoché inesistente rispetto alla sua entità nelle
leghe d’alluminio.
Zona C:
Essa costituisce la ZTA (Zona Termicamente Alterata) del giunto FSW, caratte-
Figura 10 - Sezione macro trasversale ad
una giunzione di testa eseguita in lega
d’alluminio [5].
rizzata soltanto da alterazioni termiche
della microstruttura. Tali alterazioni
sono tuttavia analoghe a quelle presenti
nelle ZTA dei giunti tradizionali ma in
misura meno accentuata, data la minore
quantità di calore che passa attraverso
questa zona. Di fatto le giunzioni FSW,
nel caso delle leghe di alluminio,
portano il metallo ad una temperatura
intorno ai 300°C, anziché superiore ai
500°C, come nei giunti ad arco. Anche
nell’acciaio, la temperatura di giunzione
FSW è ben 400°C più bassa rispetto ai
processi per fusione.
Quindi nella zona C potranno comparire
fenomeni di natura metallurgica vari che
nella maggioranza dei casi porteranno a
variazioni delle caratteristiche meccaniche con particolare riguardo per durezza
e tenacità.
Poiché la microstruttura del nugget è
correntemente più fine rispetto al materiale base e ancor molto di più rispetto
alle giunzioni ad arco tradizionali, difficilmente la rottura per trazione avviene
in questa zona che presenta correntemente una resistenza superiore a quella
del materiale base [6].
Nelle leghe d’alluminio, le problematiche principali di saldatura si verificano
in diretta relazione con la natura metallurgica delle leghe conosciute, ovverossia leghe dotate di meccanismi di incrudimento e leghe trattabili termicamente.
Rispetto a qualche decennio fa, la situazione industriale nel campo delle leghe
di alluminio è in netta espansione, in
buona parte dovuto all’incremento di
saldabilità delle nuove leghe apparse sul
mercato, nonché della diversificazione
dei processi di saldatura disponibili.
In materia di saldatura delle leghe di alluminio è possibile affermare che:
• Il 94% delle leghe accettano la saldatura come tecnologia di fabbricazione
e tra loro, più del 50% hanno una saldabilità definita ottima;
• Si saldano industrialmente spessori
da 0,1mm a 450mm (quest’ultimo,
caso eccezionale, in passata unica
mediante EBW);
• Su spessori minori (0,8 – 3mm)
si raggiungono elevate velocità di
saldatura, ad esempio col laser su
giunzioni di testa, oscillanti tra 5 e
3 m/min;
• Le problematiche di natura metallurgica provocate dall’apporto termico
di saldatura, già segnalate nel paragrafo 2, sono presenti in tutte le metodologie di giunzione esaminate, ma
subiscono un’attenuazione nei processi ad energia concentrata, dove
giustamente l’apporto termico è più
puntuale e quindi la ZTA risulta meno
4. Conclusioni
fronti dei processi tradizionali e innovativi quali laser o Electron Beam
Welding.
L.M.Volpone e S. Mueller - Giunzioni nelle leghe leggere oggi: frontiere del possibile
Tutti i due meccanismi sono sensibili ai
cicli termici, pur blandi, del processo
FSW [7].
Di fatto, leghe del tipo 5xxx, incrudibili,
abbassano le loro caratteristiche meccaniche in ZTA, quando sono saldate in
stati di incrudimento (ad esempio
H321).
Tenendo conto che la FSW non richiede
particolari preparazioni dei lembi e del
fatto che si salda in una passata unica,
senza considerare tutti gli altri benefici,
essa è altamente competitiva nei con-
Oates W.A.: «Welding Handbook - Materials and Applications». Part I,
Volume 3, Eight Edition, 1996.
Conserva M., Donzelli G., Trippodo R.: «Alluminio - Manuale degli Impieghi», 1° Edizione, Dicembre 1990.
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successo», Innovazione in Saldatura, Fiera di Milano - 24a BIMU,
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Riv. Ital. Saldatura - n. 4 - Luglio / Agosto 2007 483
della FSW, danno origine a saldature
gravate da porosità diffusa;
• In linea generale ed a parità di grandezza dell’impianto di saldatura, le
tecnologie Laser e FSW comportano
investimenti fino a 10 volte più grandi
di quelle per le tecnologie tradizionali, ma il livello di produttività è decisamente superiore. Allo stato
attuale, la carpenteria saldata di
grandi dimensioni in leghe di alluminio mediante FSW, presenta costi inferiori rispetto alla saldatura mediante
il processo MIG di un buon 10%.
Stefanie M. MUELLER, laureata in Ingegneria
Navale alla TU-Hamburg - Harburg (D), ha condotto ricerche sulla FSW presso il GKSS Forschungszentrum di Geesthach (D). Oggi svolge attività di ricerca e sviluppo nell’ambito del
Laboratorio Processi Speciali di Saldatura dell’’Istituto Italiano della Saldatura.
Il calo oscilla correntemente tra il
20% e 35% ed è fortemente influenzato dallo stato metallurgico in cui si
trova il materiale base. In particolare
una diminuzione insignificante o
nulla si può trovare unicamente nel
processo FSW, ed è allo stesso tempo,
l’unico processo di saldatura che
offre nella condizione “as welded”
caratteristiche a fatica su giunti di
testa interamente paragonabili al
metallo base;
• In diversa misura, tutte le metodologie di saldatura, con la sola eccezione
L.M.Volpone e S. Mueller - Giunzioni nelle leghe leggere oggi: frontiere del possibile
estesa. Il più basso livello di disturbo
metallurgico lo produce la FSW;
• Con processi ad energia concentrata,
la presenza del film di allumina sulle
superfici oggetto della saldatura, non
costituisce una pregiudiziale sulla
qualità della saldatura;
• Sia EBW che FSW possono prescindere dell’uso di gas di protezione dall’ossidazione del bagno di saldatura;
• Con le metodologie tradizionali, si
ottengono proprietà meccaniche inferiori rispetto a quelle dei rispettivi
materiali base.
Luis Mario VOLPONE, Dottore in Chimica; ha lavorato per oltre trenta anni in cantieristica navale
maturando esperienza in problematiche metallurgiche inerenti materiali di costruzione e tecnologie di
trasformazione e produzione. Oggi svolge mansioni
di responsabile del Laboratorio Processi Speciali di
Saldatura dell’Istituto Italiano della Saldatura.
484 Riv. Ital. Saldatura - n. 4 - Luglio / Agosto 2007
Riv. Ital. Saldatura - n. 4 - Luglio / Agosto 2007 487
Keywords:
Automobile engineering; heat treatment; high strength steels;
mechanical properties; microstructure; weldability.
The expression “Advanced high-strength steels - AHSS” is
today widely used for defining a new generation of steels
(such as Dual Phase,) with a minimum tensile strengths range
from 500 to 800 MPa and over. These steels are gaining popularity in automotive applications because they are easier to
form than HSLA grades with similar yield strengths but have
a much higher final part strength. As a result, advanced highstrength steels are ideal for crash energy management,
fatigue and durability sensitive parts. With proper design
strategy, the AHS steels offer a great opportunity for body
weight reduction, improvement of a car fuel economy and
crash performance.
A recent example of introduction of such a high performance
materials is the Alfa Romeo 159 Sportwagon. The bodyshell
also benefits from the use of box elements that are rigidly
connected both transversely and vertically, three load lines in
the front, longitudinal beams that run the entire length of the
car, with a final impressive torsional rigidity figure of 135000
daNm/rad, wich allowed the final five - stars rating during
the Euro NCAP safety tests.
Introduzione alle caratteristiche
metallurgiche degli acciai avanzati
ad alta resistenza per applicazioni
automobilistiche
S. Maggi *
M. Murgia **
Sommario / Summary
La locuzione “Advanced high-strength steels - AHSS” è oggi
largamente usata per definire una nuova generazione di acciai
(come ad esempio Dual Phase, TRIP-TRAnsformation
Induced Plasticity, Complex Phase, Martensitic Steels) con
carico di rottura minimo variabile da 500 a 800 MPa ed oltre.
Questi acciai sono diventati popolari nel settore automotive
grazie alla loro miglior formabilità rispetto agli acciai HSLA
(High Strength Low Alloy) con equivalente resistenza allo
snervamento ma con un migliore comportamento alla deformazione. Pertanto gli AHSS sono ideali per il controllo dell’assorbimento dell’energia durante gli urti per la fatica e per
la durata di parti sensibili. Con un’appropriata strategia progettuale gli AHSS offrono una grande opportunità per la riduzione dei pesi, per una diminuzione dei consumi e nelle prestazioni in fase di urto.
Un recente esempio dell’introduzione di questi materiali ad
alte prestazioni è l’Alfa Romeo 159 Sportwagon. La scocca è
inoltre strutturata con elementi scatolati che sono connessi rigidamente sia trasversalmente che verticalmente, tre linee di
carico nella parte frontale, rinforzi longitudinali che corrono
per l’intera lunghezza dell’auto, con il notevole valore di rigidezza torsionale di 135000 daNm/rad, che ha contribuito ad
ottenere la valutazione di 5 stelle nelle prove di sicurezza
Euro NCAP.
* Fiat Auto S.p.A. - Torino.
** Istituto Italiano della Saldatura - Genova.
S. Maggi e M. Murgia - Introduzione alle caratteristiche metallurgiche degli acciai avanzati ad alta resistenza, ecc.
1. Introduzione
L’evoluzione degli acciai per impieghi
automobilistici ha cercato di soddisfare
la richiesta di una continua riduzione dei
pesi, anche in considerazione dell’incremento delle masse dovute alla presenza
di dispositivi di sicurezza sempre più efficienti e sofisticati.
Tuttavia, il ricorso a tradizionali acciai
ad alta resistenza per sostituire gli
acciai al carbonio o altri gradi convenzionali può comportare aspetti negativi,
come una diminuzione della formabilità; a questo proposito, gli acciai
avanzati ad alta resistenza (AHSS - Advanced High Strength Steels) rappresentano un’ottima risposta alle due esigenze, apparentemente contrastanti,
grazie alla loro raffinata microstruttura
multifase.
Scopo del presente articolo è fornire un
quadro delle caratteristiche fondamentali di tali acciai, ormai stabilmente utilizzati dall’industria nazionale ed internazionale.
2. Criteri di classificazione degli
acciai per impieghi
automobilistici
Gli acciai per impieghi automobilistici
possono essere classificati in varie
maniere: una di queste è basata sulle loro
caratteristiche metallurgiche. Le designazioni più comuni prevedono ad
esempio:
• gli acciai a bassa resistenza (al carbonio, interstitial free);
• gli acciai ad alta resistenza convenzionali (HSS - High Strength Steels,
quali gli acciai al carbonio - manganese, i bake hardenable, gli acciai ad
alta resistenza interstitial free ed
altri);
• i nuovi tipi di acciaio ad alta resistenza (AHSS, quali ad esempio i
dual phase, gli acciai TRIP - TRansformation Induced Phase, i comokex
phase, i martensitici).
488 Riv. Ital. Saldatura - n. 4 - Luglio / Agosto 2007
Resistenza meccanica [MPa]
Un esempio grafico di tale modalità di
classificazione è riportato nella Figura 1.
La differenza fondamentale tra gli acciai
ad alta resistenza convenzionali (HSS) e
quelli avanzati (AHSS) è certamente la
microstruttura: gli HSS sono acciai monofasici, con matrice ferritica, gli acciai
AHSS sono acciai multifase, che possono
contenere ferrite, martensite, bainite e/o
austenite residua in quantità e proporzioni idonee ad ottenere caratteristiche
meccaniche desiderate. Spesso, per identificare i singoli gradi in modo univoco, è
in uso, a livello internazionale, una designazione basata su una codifica che rappresenta le caratteristiche metallurgiche e
resistenziali, al tempo stesso.
Alcuni esempi di detta designazione sono
riportati nella Tabella I. Non va dimenticato, infine, che alcune grandi case automobilistiche adottano designazioni e
classificazioni proprie, che non necessariamente coincidono con quelle sopra
descritte.
Designazione
(grado)
Resistenza allo
snervamento
(MPa)
500
450
Resistenza
a rottura
(MPa)
30÷34
23÷27
Allungamento
a rottura
(%)
24÷30
350
600
300
350
DP 300/500
DP 350/600
10÷15
26÷32
800
4÷6
12÷17
14÷20
1000
800
700
1520
800
700
450
CP 700/800
1250
500
DP 700/1000
DP 500/800
MS 1250/1520
TRIP 450/800
HSLA 350/400
TABELLA I - Caratteristiche tensili di alcuni dei principali acciai per impieghi
automobilistici.
Ulteriori acciai ad alta resistenza sono
infine gli acciai FB (ferritico - bainitici),
gli acciai twinning-induced plasticity, i
nano steels, gli hot formed ed i postforming heat-treated.
Una seconda modalità di classificazione
è invece basata sulle caratteristiche
resistenziali; spesso, nella letteratura
attuale, sono definiti:
• HSS - High Strength Steels, gli acciai
aventi resistenza allo snervamento
compresa tra 210 e 550 MPa e resistenza alla rottura compresa tra 270 e
700 MPa;
• UHSS - Ultra High Stregth Steels, gli
acciai aventi resistenza allo snervamento superiore a 550 MPa e alla
rottura superiore a 700 MPa.
Una terza modalità di classificazione è
infine basata sulla valutazione di varie
caratteristiche meccaniche o parametri
di formabilità (ad esempio, l’allungamento, il work hardening exponent - n
ed altri).
Figura 1 - Classificazione di alcuni acciai per impieghi automobilistici convenzionali (HSS, in
grigio) ed avanzati (AHSS, a colori) sulla base delle caratteristiche meccaniche.
Allungamento [%]
4. Gli acciai avanzati ad alta
resistenza (AHSS):
caratteristiche metallurgiche
Caratteristica comune a tutti gli acciai
AHSS è l’accurato controllo della velocità di raffreddamento dal campo austenitico (o austenitico - ferritico).
Acciai Dual Phase (DP)
Gli acciai Dual Phase presentano una
matrice ferritica (in quantità variabili tra
l’85 ed il 90%) contenente isole di martensite ad elevata durezza.
All’aumentare della percentuale di martensite, aumenta di norma anche la resistenza meccanica dell’acciaio.
Tali acciai sono fabbricati - analogamente agli acciai FB - con cicli di raffreddamento multistage con il controllo
della velocità di raffreddamento dal
campo austenitico (per acciai laminati a
caldo) o dal campo ferritico - austenitico
(per gli acciai laminati a freddo ed altre
tipologie) in modo da
ottenere la trasformazione di parte dell’austenite in ferrite (a temperature intermedie nel
campo ferritico) prima
che un raffreddamento
rapido comporti la trasformazione dell’austenite residua in martensite. La martensite che
si forma, a temperature
inferiori, è caratterizzata da durezza elevata
a causa del progressivo
arricchimento di carbonio che si verifica nel-
Figura 3 - Rappresentazione schematica
della microstruttura di un acciaio DP.
Martensite
Ferrite
l’austenite residua, a temperature superiori, durante la trasformazione ferritica.
In particolare, in funzione della dimensione del grano austenitico sono applicati stadi intermedi di omogeneizzazione, di circa 15 s, per consentire
un’uniforme diffusione del carbonio nel
grano austenitico stesso. Tipicamente, si
osservano tenori locali di carbonio superiori nella parte periferica del grano austenitico ed inferiori in quella centrale
(provenendo il carbonio per diffusione
dalla ferrite, per superamento del limite
di solubilità). Non è quindi anomalo osservare la presenza di grani di martensite
autorinvenuta o addirittura di bainite all’interno di grani di dimensioni maggiori, come evidenziato dalla Figura 2.
In funzione della composizione chimica
e delle modalità di fabbricazione, essi
possono presentare anche significative
quantità di bainite.
Nella Figura 3 è rappresentata la microstruttura di questi acciai in modo sche-
Figura 2 - Formazione di martensite autorinvenuta a centro grano (acciaio DP600, cortesia
Voestalpine Stahl GmbH).
S. Maggi e M. Murgia - Introduzione alle caratteristiche metallurgiche degli acciai avanzati ad alta resistenza, ecc.
3. Gli acciai convenzionali
Prima di approfondire l’analisi degli
acciai avanzati ad alta resistenza è opportuno tuttavia ricordare brevemente le
caratteristiche di quelli convenzionali,
peraltro tuttora di grande rilevanza nel
contesto produttivo.
Essi possono essere suddivisi in alcune
tipologie, come di seguito riportato.
Acciai al carbonio
Hanno una microstruttura essenzialmente ferritica. Tra i tipi più comuni, i
cosiddetti Drawing Quality (DQ) e
quelli calmati all’alluminio Aluminum
Killed (AKDQ).
Acciai Interstitial - free (IF)
Hanno tenori di carbonio estremamente
ridotti e sono caratterizzati da un maggiore grado di deformabilità rispetto agli
acciai al carbonio.
Alcuni gradi devono la loro resistenza
meccanica ad una combinazione tra elementi in soluzione solida, una precipitazione di carburi e/o nitruri ed una microstruttura a grano affinato.
Un elemento talvolta inserito in soluzione solida è inoltre il fosforo.
Sono utilizzati per applicazioni strutturali e non.
Bake Hardenable (BH)
Hanno una microstruttura ferritica e
devono la propria resistenza meccanica
a meccanismi di soluzione solida; la
caratteristica specifica di questi acciai è
la presenza di carbonio in soluzione
durante la loro fabbricazione per precipitare successivamente durante il mantenimento in forno, dopo la verniciatura.
La resistenza meccanica finale della
parte risulta così incrementata.
Acciai al carbonio - manganese
Garantiscono maggiore resistenza meccanica rispetto agli acciai al carbonio
grazie alla presenza del Mn in soluzione
solida ed al suo effetto di contenimento
del grano ferritico.
Acciai ad alta resistenza (HSLA)
Sono veri e propri acciai microlegati,
che devono le loro caratteristiche meccaniche a ridotte quantità di elementi che
contribuiscono ad una fine e controllata
precipitazione di carburi ed al contenimento delle dimensioni del grano.
Riv. Ital. Saldatura - n. 4 - Luglio / Agosto 2007 489
Figura 4 - Microstruttura di acciaio DP
(C=0,15%, Mn=1,5%, Si=1,5%; temprato
in acqua da 775°C; attacco metallografico
Picral 4%).
Considerazione non marginale è infine il
diverso comportamento di questi acciai,
per confronto con alcuni convenzionali
HSS, in termini di ritorno elastico dopo
lavorazioni a freddo, come chiaramente
illustrati nella Figura 5.
Una tipica applicazione degli acciai DP, in
considerazione delle caratteristiche meccaniche, sono certamente i dischi ruota,
per i quali sono anche sfruttate le buone
caratteristiche di saldabilità con processi
ad arco elettrico. Inoltre, a paragone con i
convenzionali acciai al carbonio (Fig. 6),
essi presentano migliore resistenza dopo
rivettatura self-piercing (seppure questa
tecnologia di giunzione risulti applicabile
oggi ad acciai aventi resistenza a rottura
non superiore a 900 MPa).
Acciai TRansformation Induced Phase
(TRIP)
La microstruttura degli acciai TRIP è austenite residua circondata da una matrice
Figura 6 - Rivettatura self-piercing (acciaio
DP grado 300/500, spessore 1,5 mm).
di ferrite, con aggiunte - in quantità
variabili - di martensite e di bainite (Fig.
7).
Gli acciai TRIP sono
prodotti tipicamente
con un mantenimento
isotermo a temperature intermedie che
produce la formazione della fase bainitica; i significativi
tenori di carbonio e
di silicio favoriscono
inoltre la presenza di
austenite residua
nella matrice finale.
Durante la deformazione, la presenza di
fasi dure disperse nella matrice ferritica
comporta effetti di work hardening
simili a quelli tipici degli acciai DP; tuttavia, negli acciai TRIP l’austenite
residua tende a trasformarsi in martensite per effetto dell’energia di deformazione, con un conseguente aumento dell’effetto di wo rk harnening, in
particolare ai maggiori valori di deformazione. Ciò risulta particolarmente
evidente nelle curve tensione - deformazione, per confronto con gli acciai DP.
Un esempio di microstruttura è riportato
nella Figura 8.
Queste caratteristiche sono di sicuro interesse per i progettisti, che in casi particolari possono fare riferimento alle caratteristiche del materiale allo stato
come formato, con livelli di work hardening notevolmente superiori rispetto agli
acciai DP.
In genere, gli acciai TRIP presentano
maggiori quantità di carbonio rispetto ai
S. Maggi e M. Murgia - Introduzione alle caratteristiche metallurgiche degli acciai avanzati ad alta resistenza, ecc.
matico; la ferrite, a bassa durezza, è in
genere continua e conferisce all’acciaio
un’ottima duttilità: quando soggetti a deformazione, essa si concentra in corrispondenza della fase ferritica, in prossimità dei grani martensitici, attraverso il
fenomeno di work hardening caratteristico di questi materiali. Tale proprietà,
insieme con l’elevata resistenza a
rottura, conferisce a questi acciai caratteristiche superiori rispetto ai tradizionali HSLA (il grado DP600 presenta in
direzione trasversale Rp0,2 compreso tra
300 e 470 MPa, Rm tra 580 e 670 ed un
allungamento minimo del 22%).
Se il carbonio consente la trasformazione martensitica durante il raffreddamento, il manganese, il cromo, il molibdeno, il vanadio ed il nichel - aggiunti
individualmente o in combinazione - favoriscono i processi di indurimento della
matrice; tutti gli elementi di lega sono
attentamente bilanciati anche per mantenere un’adeguata saldabilità con il processo a resistenza, per quanto i gradi più
resistenziali (DP 700 / 1000) richiedano
comunque procedure di saldatura ad
hoc.
Un’immagine micrografica di questi
acciai è riportata nella Figura 4.
Gli acciai DP presentano inoltre, un significativo effetto di bake hardening
(come illustrato in altra parte di questo
articolo, il fenomeno definito bake hardening consiste in un invecchiamento artificiale della matrice successivo all’indurimento per deformazione - o work
hardening - indotto da lavorazioni come
lo stampaggio; tale invecchiamento può
essere indotto da successive lavorazioni,
come anche la verniciatura, che prevedano un mantenimento dell’acciaio a
temperature definite).
Figura 5 - Ritorno elastico (springback)
dopo formatura di un acciaio DP350/600
(a sinistra) a confronto con un acciaio HSLA
350/450 (a destra).
490 Riv. Ital. Saldatura - n. 4 - Luglio / Agosto 2007
Ferrite
Martensite
Bainite
Austenite
residua
Per contro, gli elementi che ne caratterizzano l’analisi chimica peggiorano la
saldabilità di questi acciai, che pure richiedono procedure specifiche di saldatura (ad esempio, nel caso della saldatura a resistenza per punti).
Acciai Complex Phase (CP)
Gli acciai Complex Phase sono prodotti
con un attento bilanciamento dell’analisi
chimica e controllo delle modalità di raffreddamento in modo da ritardare la formazione di ferrite poligonale e di perlite
e di trasformare invece la maggiore
quantità di austenite in una matrice bainitica a grano affinato, con isole di martensite e/o di austenite residua (Fig. 9); va
osservato che l’austenite residua appare
relativamente instabile e suscettibile di
trasformarsi in martensite per effetto di
deformazioni pari a circa il 3÷4%.
Figura 10 - Microstruttura dell’acciaio
grado M220 (cortesia Mittal Steel).
Carbonio e manganese sono gli elementi
di lega fondamentali per aumentare la resistenza della matrice entrando in soluzione solida; le dimensioni del grano austenitico, durante la laminazione a caldo,
sono limitate dalla presenza di elementi
microleganti dispersi nella matrice.
C max 0,15%, Mn max 2,5%,
Si max 0,8%, (Ni+Cr+Mo) max 1,5%,
B max 0,0030%, (Nb+Ti) max 0,20%,
N 0,005%
Il grano si presenta dunque estremamente affinato grazie alla ritardata ricristallizzazione ed all’effetto di elementi
microleganti come titanio, vanadio e
niobio.
Il grado denominato MP800 presenta, ad
esempio, la seguente analisi chimica caratteristica:
Figura 8 - Microstruttura di acciaio TRIP
(C=0,15%, Mn=1,5%, Si=1,5%; ricotto a
775°C, quindi stabilizzato a 400°C; attacco
metallografico Picral 4%).
S. Maggi e M. Murgia - Introduzione alle caratteristiche metallurgiche degli acciai avanzati ad alta resistenza, ecc.
Figura 7 - Rappresentazione schematica
della microstruttura di un acciaio TRIP.
DP per avere il necessario effetto di
stabilizzazione dell’austenite anche
a temperatura ambiente; così pure,
elevati tenori di silicio e/o alluminio
comportano una più efficace precipitazione di ferrite e bainite e, al tempo
stesso, evitano fenomeni di precipitazione di carburi durante la trasformazione bainitica.
Il grado di deformazione cui inizia la trasformazione dell’austenite residua può
essere controllato attraverso il tenore di
carbonio: per valori crescenti, l’austenite
risulta maggiormente stabile anche con
significativi ratei di deformazione ed è
presente nella microstruttura anche dopo
la lavorazione delle parti; la sua trasformazione può avere luogo invece durante
un urto, con un eccellente comportamento grazie all’elevata capacità di assorbire energia in questi frangenti.
Figura 9 - Microstruttura dell’acciaio
MP800 (cortesia Voestalpine Stahl GmbH).
Riv. Ital. Saldatura - n. 4 - Luglio / Agosto 2007 491
S. Maggi e M. Murgia - Introduzione alle caratteristiche metallurgiche degli acciai avanzati ad alta resistenza, ecc.
La trasformazione della microstruttura
austenitica a grano fine è accompagnata
da elevate velocità di raffreddamento nel
ciclo di laminazione finale e da opportuni cicli di raffreddamento durante l’attraversamento del naso bainitico; la ritardata formazione di ferrite e perlite
consente la formazione di strutture ad
elevata resistenza.
Essi presentano caratteristiche tensili
molto elevate; se confrontati con gli
acciai DP, gli acciai CP forniscono - a
parità di resistenza a rottura, oltre 800
MPa - maggiori valori del limite di snervamento; inoltre, essi sono caratterizzati
da elevati valori di assorbimento di
energia e capacità di deformazione. Le
caratteristiche tensili risultano sufficientemente isotrope nelle due direzioni
principali (trasversale e longitudinale).
Date le caratteristiche sopra descritte,
questi acciai sono utilizzati per parti cui
è richiesto grande assorbimento di
energia di deformazione (protezioni antisfondamento laterali, ad esempio).
Acciai martensitici (MS)
Con questa classificazione sono normalmente indicati quegli acciai aventi microstruttura martensitica o prevalentemente martensitica (Fig. 10), ottenuta
per raffreddamento accelerato all’atto
della laminazione (più raramente, con
trattamenti termici successivi), con
modeste quantità di ferrite e/o bainite.
Il principale fattore di indurimento della
matrice martensitica è la presenza di carbonio in forma interstiziale (il tenore di
carbonio rappresenta quindi la differenza fondamentale tra i diversi gradi
classificati): di norma, il suo tenore non
supera lo 0,2%. Il carbonio favorisce la
trasformazione martensitica e ne incrementa la resistenza meccanica; altri elementi di lega (come Mn, Si, Cr, Mo, B,
V, Ni) sono presenti in proporzioni variabili per ottenere il desiderato equilibrio tra caratteristiche meccaniche.
Il raffreddamento dal campo austenitico
è rapido, come nel caso degli acciai DP,
ma il diverso mixing degli elementi di
lega inibisce la presenza di austenite
residua (o ne limita la quantità finale) e
consente la formazione di precipitati
fini, migliorando così le caratteristiche
della martensite e della bainite.
Un esempio di composizione chimica
può essere dato dall’acciaio MS1200, di
seguito riportata:
492 Riv. Ital. Saldatura - n. 4 - Luglio / Agosto 2007
C max 0,18%, Mn max 2,5%,
Si max 0,2%, (B+Cr+Mo) max 1,5%,
(Nb+Ti) max 0,08%, N 0,005%
Come si può osservare dalla curva CCT
riportata nella Figura 11, il grado
MS1200 presenta una velocità critica superiore di circa 50°C/s. Per effetto dell’elevato valore di Ms (quasi 400°C),
valori superiori della velocità di raffreddamento possono portare alla formazione di martensite e di martensite autorinvenuta; al contrario, velocità di
raffreddamento inferiori comportano
anche la formazione di ferrite irregolare
e di bainite.
Diminuendo ulteriormente la velocità di
raffreddamento sino ad 1° o 0,5°C/s la
microstruttura si arricchisce progressivamente di ferrite poligonale, bainite superiore e
perlite (quest’ultima per
velocità inferiori a
0,5°C/s).
Tra gli acciai multifase,
essi presentano le maggiori caratteristiche tensili
in assoluto (con resistenza
meccanica sino a circa
1700 MPa); i gradi aventi
caratteristiche intermedie,
come ad esempio l’acciaio MS1200, presentano
un Rp0,2 pari a circa 1150
MPa, un carico di rottura
di circa 1360 MPa ed un
allungamento a rottura
A80 pari al 5%.
Tempo [s]
Figura 12 - Microstruttura di un acciaio FB
tipo R60 (Nital 4% - cortesia Voestalpine
Stahl GmbH).
Acciai ferritico - bainitici (FB)
Gli acciai ferritico bainitici (talvolta denominati anche HHE - High Hole Expansion) presentano una microstruttura bifasica caratteristica costituita da ferrite
quasi poligonale e da una fine dispersione di bainite (Fig. 12).
Questi acciai sono soggetti talvolta a
trattamenti di rinvenimento per migliorarne la duttilità e la tenacità e limitarne,
al tempo stesso, le durezze massime, in
modo da presentare un’adeguata formabilità anche con tali valori resistenziali.
Gli acciai MS sono talvolta utilizzati per
protezioni antisfondamento laterali ma
non per particolari strutturali cui sia richiesto un elevato assorbimento di
energia di deformazione.
Figura 11 - Curva CCT dell’acciaio MS1200 (cortesia Voestalpine Stahl GmbH).
Temperatura [°]
Acciai Twinning-Induced Plasticity
(TWIP)
Questi acciai sono di recente introduzione come prodotti laminati a caldo
nell’industria automobilistica, per
quanto i primi studi sperimentali risalgano addirittura al 1880 (grazie a Sir R.
Hadfield) e presentano in primo luogo
valori molto elevati di manganese (tipicamente tra il 17 ed il 24%) e di carbonio (tra lo 0,5 e lo 0,7%), del quale è
sfruttata la notevole solubilità nella
matrice austenitica.
Questa particolare composizione
chimica comporta la formazione di una
microstruttura completamente austenitica, dopo raffreddamento.
Le caratteristiche microstrutturali consentono anche di giustificare le particolari modalità di deformazione plastica di
questi acciai: oltre ai ben noti meccanismi di movimento delle dislocazioni essi
presentano inoltre caratteristici fenomeni di twinning (letteralmente: gemellaggio, ossia di moltiplicazione delle
dislocazioni internamente al grano, Fig.
13). In questo modo, anche internamente
al grano, il movimento delle dislocazioni
Per effetto della loro buona saldabilità,
essi sono talvolta utilizzati nella realizzazione di tailored blanks; infine, posseggono un buon assorbimento di
energia d’urto e resistenza a fatica, caratteristica che li rende interessanti per la
realizzazione di particolari strutturali o
di sospensioni.
Riv. Ital. Saldatura - n. 4 - Luglio / Agosto 2007 493
risulta ostacolato come accade di norma
in corrispondenza del bordo del grano,
mantenendo valori istantanei dell’hardening rate n costantemente elevati (superiori a 0,45).
In sintesi, l’effetto sopra brevemente descritto, è governato dalla composizione
chimica, dalla temperatura e dalla microstruttura; molti degli studi relativi a
questi acciai sono finalizzati all’ottimizzazione dell’analisi chimica per esaltarne le eccezionali proprietà meccaniche evitando, al tempo stesso, che
l’austenite presente possa anche in parte
trasformarsi in martensite grazie al
lavoro di deformazione (TRIP effect).
Gli acciai TWIP presentano indubbiamente le maggiori prestazioni in termini
di resistenza meccanica e duttilità tra
tutti gli acciai attualmente impiegati nel
comparto automobilistico (Fig. 14), con
caratteristiche di formabilità comparabili con i tradizionali acciai al carbonio o
IF, rispetto ai quali presentano però una
resistenza meccanica da due a cinque
volte superiore; analogamente, essi
hanno una resistenza meccanica comparabile con quella degli acciai PFHT, ma
con una duttilità dieci volte maggiore.
Un termine di riferimento può essere
costituito dall’acciaio X-IP™ 1000 (Fig.
15), che presenta le seguenti caratteristiche tensili:
• carico di snervamento: 599 MPa;
• resistenza a rottura: 1162 MPa;
• carico ultimo: 1776 MPa;
• allungamento a rottura: 52,8 %.
Figura 14 - Confronto tra le caratteristiche
tensili dell’acciaio tipo X-IP con altri acciai
AHSS o HSS convenzionali (cortesia Arcelor
& TKS).
Resistenza meccanica (MPa)
S. Maggi e M. Murgia - Introduzione alle caratteristiche metallurgiche degli acciai avanzati ad alta resistenza, ecc.
Figura 13 - Rappresentazione TEM di un
acciaio TWIP tipo X-IP deformato a
temperatura ambiente. Le due sorgenti di
dislocazioni antagoniste (twinning systems)
sono evidenziate dalle linee tratteggiate
(cortesia Arcelor & TKS).
Non essendo ancora classificati da standard di riferimento, essi sono spesso designati in funzione delle specifiche dell’acciaiere.
Per quanto l’analisi chimica sia spesso
definita in funzione delle richieste, essi
sono fondamentalmente acciai al carbonio - manganese con l’addizione di microlegati caratteristici come il Nb ed il
Ti, cui è affidata la funzione di favorire
la precipitazione fine di composti (ad
esempio, nitruri di titanio).
Per ottenere questa particolare microstruttura il loro ciclo di fabbricazione è
denominato multistep cooling e prevede
un raffreddamento dalla temperatura di
finitura sino a temperature intermedie rispetto al campo ferritico; a questo punto,
un raffreddamento in aria consente la
trasformazione in ferrite poligonale o irregolare (in funzione della composizione chimica).
Nel terzo stadio del ciclo, è applicato un
raffreddamento rapido per consentire la
trasformazione dell’austenite residua in
bainite. La loro resistenza meccanica è
dovuta appunto all’elevato affinamento
del grano e alla presenza della seconda
fase bainitica, nella matrice ferritica; il
carico di snervamento può essere considerato intermedio rispetto agli acciai
HSLA ed agli acciai DP.
Disponibili come laminati a caldo, presentano per confronto con i tradizionali
HSLA un maggior esponente di strain
hardening (n) ed un superiore allungamento a rottura.
Allungamento (%)
Acciai Post - Forming Heat - Treatable
(PFHT)
Attraverso trattamenti termici dopo formatura è possibile ottenere una tipologia
separata di acciaio ad alta resistenza: per
questi acciai, uno degli obiettivi fondamentali è mantenere la geometria desiderata durante e dopo il trattamento
termico. Ad esempio, una possibile procedura prevede l’accurato fissaggio del
pezzo quindi il suo riscaldamento (ad induzione o in forno) e la successiva
tempra. Va osservato che lo stampaggio
è effettuato ad uno stato caratterizzato da
Acciai Hot formed (HF)
Gli acciai HF sono particolarmente utilizzati per la realizzazione di parti aventi
geometria complessa tramite formatura
a caldo, grazie alla loro temprabilità,
dopo opportuna austenitizzazione a temperature comprese tra 900 e 950°C.
Come evidenziato nella Figura 17, tre
sono gli stati fondamentali, cui sono associate differenti caratteristiche meccaniche.
• Primo stato: è caratterizzato da una
resistenza meccanica che arriva sino a
circa 600 MPa a temperatura ambiente.
• Secondo stato: è caratterizzato da allungamenti molto elevati (oltre il
50%) e ridotta resistenza meccanica
alla temperatura di formatura, che
consentono la realizzazione di particolari di forma complessa. Sono di
norma utilizzati appositi rivestimenti
protettivi base alluminio e silicio per
evitare eccessivi fenomeni di ossidazione dopo formatura.
• Terzo stato: prevede una fase di
tempra effettuata direttamente a valle
della formatura; in questo caso, è richiesta un’attenzione particolare
durante le operazioni successive,
come ad esempio il taglio (sono fortemente sconsigliate ulteriori formature
successive).
mente le notevoli forze di stampaggio, a
paragone con acciai HSS convenzionali,
e la maggiore usura cui sono soggetti gli
utensili, nel caso di lavorazioni di macchina; come anche nel caso di altri acciai
ad alta resistenza, occorre infine considerare il notevole ritorno elastico (spring
back effect) che caratterizza le operazioni a freddo, dovuto agli elevati valori
delle tensioni residue.
S. Maggi e M. Murgia - Introduzione alle caratteristiche metallurgiche degli acciai avanzati ad alta resistenza, ecc.
Allungamento effettivo
diate, di conseguenza, per massimizzare
il lavoro di deformazione.
Aspetti non marginali dell’utilizzo industriale di questi acciai riguardano certa-
Figura 17 - I tre stati fondamentali degli acciai HF.
494 Riv. Ital. Saldatura - n. 4 - Luglio / Agosto 2007
Resistenza a rottura [MPa]
Figura 16 - Esempio di provetta saldata a resistenza sottoposta a prova di compressione assiale
alla velocità di 58 km/h (cortesia Arcelor & TKS).
L’interesse per questi acciai può essere
maggiore per quelle parti destinate ad un
notevole assorbimento di energia d’urto
(Fig. 16), che sono appositamente stu-
Figura 15 - Diagramma tensione - deformazione dell’acciaio tipo X-IP a confronto con altri
acciai AHSS o HSS convenzionali (cortesia Arcelor & TKS).
Tensione (MPa)
Allungamento [%]
Altri esempi sono gli acciai a grano ultrafine, a bassa densità e quelli ad alto
modulo elastico.
Figura 18 - I due stati fondamentali degli acciai PFHT.
periori a 750 MPa ed un eccellente bilanciamento tra resistenza a rottura e resistenza allo snervamento.
Riv. Ital. Saldatura - n. 4 - Luglio / Agosto 2007 495
Michele MURGIA, laureato in Ingegneria Meccanica presso la Facoltà di Ingegneria dell’Università di Genova nel 1991, è entrato all’Istituto Italiano
della Saldatura nel 1992 ed ha maturato esperienza nel settore della formazione e dell’assistenza tecnica, con particolare riguardo ai controlli non distruttivi e alla saldatura di materiali termoplastici e compositi. È certificato
European / International Welding Engineer, European Welding Inspection Engineer / International Welding Inspector Comprehensive, Livello 3 EN 473.
È Presidente della Sottocommissione Mista UNI Saldature/ UNIPLAST
“Saldatura delle materie plastiche” dal 2005 e membro del Comitato “Plastic
welding” dell’EWF (European Welding Federation). Dal 2001 è membro del
Group A “Education, training and qualification” dello IAB (International Authorisation Board) dell’IIW (International Institute of Welding). Responsabile
dell’Area saldatura materie plastiche dell’IIS nel 1994, dell’Area corsi teorici
nel 1996, attualmente ricopre il ruolo di Responsabile dell’intera Divisione
Formazione ed Insegnamento dell’Istituto Italiano della Saldatura.
Stefano MAGGI, laureato in Ingegneria Meccanica presso il Politecnico di
Milano nel 1995, inizia la sua esperienza lavorativa presso la Teksid ricoprendo il ruolo di responsabile delle attività di certificazione ambientale, di assicurazione della qualità, di progettazione di impianti e di scelta dei materiali.
Successivamente diventa coordinatore delle vendite e del marketing presso il
Gruppo Feat, sviluppando significative esperienze di mercato durante le visite
ai clienti europei ed extra-europei. Dal Marzo 2003 è Responsabile metallurgico dei Laboratori Centrali di Fiat Auto di Torino occupandosi di analisi dei
problemi metallurgici dei modelli in produzione e della scelta e valutazione dei
possibili materiali metallici innovativi. Nel 2005 consegue il diploma di International Welding Engineer presso l’Istituto Italiano della Saldatura.
Technical trends and future prospectives of welding technology for transportation, land, sea, air and space (Osaka, 2004, IIW International Conference).
AHSS Application Guidelines (2006, International Iron and Steel Institute).
A super High Strength Fe-Mn-C austenitic steel with excellent formability
for automotive applications (Arcelor Research SA - Maiziéres, France; TKS
Duisburg, Deutschland).
High strength and ultra high strength hot rolled steels grades - Products for
advanced applications (Voestalpine Stahl GmbH, Österreich).
Bibliografia
-
-
Resistenza a rottura [MPa]
S. Maggi e M. Murgia - Introduzione alle caratteristiche metallurgiche degli acciai avanzati ad alta resistenza, ecc.
maggiore formabilità e minore resistenza meccanica (area 1, in Figura 18),
con il raggiungimento di una maggiore
resistenza meccanica (con allungamenti
inferiori) dopo la tempra (area 2, in
Figura 18).
Una delle procedure utilizzate prevede la
tempra in acqua di acciai aventi costi
ridotti, che consente l’ottenimento di resistenze meccaniche sulle parti formate
anche sino a 1400 MPa. Tra l’altro, data
la ridotta durata del mantenimento, la
zincatura può almeno in parte restare
presente sulle superfici; va osservato che
le composizioni chimiche risultano
estremamente variabili e sono di fatto
concordate tra costruttore ed acciaiere in
funzione delle specifiche applicazioni.
Una seconda procedura, che garantisce
tra l’altro un’ottima formabilità, prevede
invece la tempra in aria; per risultare
temprabili in queste condizioni, oltre al
carbonio ed al manganese sono presenti
in questi acciai cromo, molibdeno,
vanadio, boro e titanio. Gli acciai appartenenti a questa tipologia sono caratterizzati da una buona saldabilità e trattabilità con metodi convenzionali di
zincatura.
5. Futuri sviluppi degli AHSS
Malgrado i risultati ottenuti, l’industria
siderurgica prosegue il lavoro di sviluppo degli AHSS sulla spinta delle industrie automobilistiche. Le direttrici
dello sviluppo sono certamente la diminuzione della massa volumica, l’aumento della resistenza meccanica e/o
dell’allungamento a rottura; ad esempio,
i cosiddetti nano steels si propongono il
miglioramento di alcuni aspetti del comportamento degli acciai DP e TRIP: in
sostituzione delle caratteristiche isole
martensitiche, la matrice ferritica è caratterizzata dalla presenza di precipitati
ultra fini, con dimensioni inferiori a
10 nm, con resistenze a rottura finali su-
Allungamento [%]
(°)
Riv. Ital. Saldatura - n. 4 - Luglio / Agosto 2007 497
Keywords:
Acoustic emission; data; ISPESL; liquefied gases; LPG; nondestructive testing; other NDT methods; statistical methods;
storage tanks.
[1, 2]. Because of the complexity and the multi-faceted nature
of the activities related to the AE procedure, a time and
energy-consuming activity has been requested, to create a
sound technical basis and ensure effective management.
The results of more than 10000 AE tests performed on small
LPG pressure vessels manufactured and installed during
1994 and 1995 have been collected by the ISPESL AE Data
Bank Centre. Such results have been scrutinized to detect any
hypothetical technical flaws which may impair their reliability. A systematic control of the formal adherence to the
ISPESL AE procedure has also been carried out.
The criteria used to discriminate manufacturing homogeneous batches for the LPG pressure vessels are illustrated,
and the most significant elements emerging from the associated statistical analysis are presented. The technical soundness of the procedure is continuously improved using the
growing experimental evidence which becomes available.
The ISPESL AE procedure has been recently revised as a
result of this process, and some of the key elements of the new
revision 1 are discussed.
Emissione acustica: piccoli serbatoi GPL
interrati - Analisi dei risultati inerenti
la prima campagna di verifica in
applicazione alla procedura EA
dell’ISPESL
C. De Petris *
A. Faragnoli *
P. Quaresima *
D. Tognon **
Sommario / Summary
A poco più di un anno dal concreto avvio delle attività connesse alla procedura EA dell’ISPESL [1, 2] viene fornita una
prima autentica indicazione dei risultati relativi ad una sua
estesa applicazione su tutto il territorio nazionale.
I dati presentati in forma analitica sono frutto di un costante
lavoro di coordinamento condotto dal Centro Banca Dati EA
dell’ISPEL su circa 8.000 prove condotte su serbatoi per GPL
interrati negli anni 1994 e 1995, al fine di mantenere un sistematico controllo della loro consistenza sotto il profilo
tecnico-scientifico e congruenza sotto quello operativo. Più in
particolare, vengono di seguito illustrate le elaborazioni effettuate sia nella fase preliminare di determinazione dei lotti
omogenei sulla base degli elementi costruttivi di discriminazione, sia i risultati più significativi della analisi interpretativa
delle prove.
È comunque evidente che la fase di start-up ha determinato un
forte impegno tecnico-scientifico, operativo e gestionale di
tutti i soggetti impegnati a vario titolo. Un effetto previsto
della fase di taratura del sistema è stato quello della necessaria revisione della procedura che, proprio nello scorso Luglio,
è stata aggiornata sulla base delle importanti esperienze maturate.
This paper provides the first comprehensive analysis of the
results achieved during the first 15 months of application
on the entire national territory of the ISPESL AE procedure
(°) Memoria presentata al Convegno: “Applicazione di tecniche PND
non convenzionali” - Genova, 30 Novembre 2006.
* ISPESL - Dipartimento Tecnologie di Sicurezza - Roma.
** ISPESL - Dipartimento Omologazione e Certificazione - Roma.
TABELLA I
specifico corso articolato su due moduli
(Modulo 1 opzionale di 56 ore e Modulo
2 obbligatorio di 24 ore) per complessive 80 ore.
Ad oggi sono state svolte 8 distinte sessioni del corso, i cui dati risultanti più significativi vengono illustrati graficamente nella Figura 2. La differenza
piuttosto rilevante tra le unità qualificate
e certificate è dovuta al fatto che la certificazione non può essere rilasciata se
non dopo la formale abilitazione in conformità all’Allegato II del D.M. del 17
Gennaio 2005 dell’Organismo richiedente di afferenza.
3. La domanda
33124
70
Sulla base dei dati pervenuti al
CeBaDEA dell’ISPESL, è stato possibile elaborare l’ analisi del parco dei serbatoi per GPL in esercizio, interrati negli
anni 1994 e 1995, per i quali è stata richiesta la riqualificazione periodica decennale in accordo alla procedura EA
dell’ISPESL. La Tabella I riporta una
sintesi di alcuni elementi più significativi della fase di estrazione dei campioni.
Gli elenchi ricevuti da 70 distinti Proprietari, contengono complessivamente
62
I
I
I
I
A
T
T
E
AT
A
N
ES
CA
O
IR
FI
TT
ID
IT
A
TI
R
N
O
IN
ER
N
C
78
Formazione
Formazione
897
84
C
FI
LI
2
Lotti discriminati
1
12282
86
TI
A
Figura 2 - Attività di formazione svolta
dall’ISPESL per il personale addetto
all’applicazione della procedura EA.
U
Q
5
Campioni estratti
886
E
RT
TI
IT
PA
N
PA
CI
37,08
10751030
493
100
90
80
70
60
50
40
30
20
10
0
C
IS
R
Percentuale dei campioni estratti sui serbatoi complessivamente
comunicati
Serbatoi complessivamente contenuti negli elenchi trasmessi
(comunicati)
Proprietari che hanno trasmesso elenchi
Installazione 1994 / 1995
Come noto, immediatamente dopo la
pubblicazione della procedura EA come
Allegato I al D.M. del 17 Gennaio 2005,
l’ISPESL ha avviato una significativa
azione formativa per il personale destinato alla sua applicazione in campo.
A tale fine, la relativa qualificazione e
certificazione valida esclusivamente in
questo ambito, viene conseguita solo
dopo avere frequentato con profitto uno
2. La Formazione
In questo senso, la Figura 1 riporta la
distribuzione analitica mensile delle
7477 prove registrate al 5 Ottobre 2006.
La modesta flessione dei mesi estivi è
evidentemente dovuta ad una indisponibilità del personale in concomitanza del
periodo feriale, oltre al lento ma progressivo esaurimento dei campioni
94/95.
Dal momento che la determinazione dei
lotti omogenei relativi ai serbatoi installati nel 1996 è stata comunicata a partire
dallo scorso Luglio, è da attendersi a
breve una forte ripresa dell’attività. I dati
preliminari relativi al mese di Ottobre
2006 (circa 820 prove) confermano tale
previsione.
C. De Petris et al. - Emissione acustica: piccoli serbatoi GPL interrati - Analisi dei risultati inerenti la prima campagna di verifica, ecc.
880
748
Numero
1. Introduzione
635
350
Numero
La divulgazione dei primi dati inerenti
l’applicazione in campo della procedura
EA dell’ISPESL costituisce un elemento
di grande curiosità da parte del mondo
delle PND, articolato nelle sue varie
componenti: i proprietari dei serbatoi
(che coincide per la quasi totalità dell’intero parco serbatoi con le società distributrici del combustibile), le Istituzioni (a
cominciare dal Ministero dello Sviluppo
Economico e dalle ASL, per le quali la
riqualificazione dei serbatoi costituisce,
o avrebbe costituito un impegno assai
oneroso), gli Organismi Competenti abilitati od in attesa di abilitazione in conformità al D.M. del 17 Gennaio 2005 [1],
le Società di Servizio, i singoli esperti.
È subito da sottolineare che è stato compiuto un grande sforzo nella prima fase
di progettazione ed avvio di un sistema
molto complesso ed articolato che, per
delicatezza della problematica e vastità
delle implicazioni economiche, mantiene gli “attori” sotto una costante osservazione e pressione.
In concreto, gli organismi ad oggi abilitati sul territorio nazionale sono cinque,
ma non tutti ancora operativi a pieno
regime.
Il numero delle prove pervenute al
Centro Banca Dati EA (CeBaDEA)
risulta essere ormai prossimo ad 8.000
ed il trend raggiunto ne lascia prevedere
un ulteriore veloce incremento.
445 498
Rate
delleprove
proveEA
EA
Rate Mensile
Mensile delle
213
85 139
06
06
06
06
06
06
05
05
06
05
05
06
06
o
e
o
e
e
e
e
e
o
i o s to
i o aio
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ril
br
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p
a
u
i
A Ma
Lu Ag tem
tto em cem en ebb
M
G
O ov
t
i
G
F
D
N
Se
1200
1000
800
600
400
200
0
m
tte
Se
498 Riv. Ital. Saldatura - n. 4 - Luglio / Agosto 2007
Figura 1 - Rate mensile della registrazione
delle prove EA pervenuta al CeBaDEA.
Prove
Prove
14000
12000
10000
8000
6000
4000
1906
GPNI
12113
Verticali
Verticali
281
REAS
Serbatoi
7000
6000
5000
4000
3000
2000
1000
0
0
100
200
300
400
500
600
1000
5856
1. “REAS” = Resina epossidica termoindurente e sistema di protezione
catodica
2. “GPNI” = Guscio in polietilene con
intercapedine non ispezionabile e
monitoraggio dell’umidità
3. “GPIS” = Guscio in polietilene con
intercapedine ispezionabile.
I risultati dell’indagine sono riportati
nella Figura 5, dalla quale è immediato
riscontrare una quasi esclusiva presenza
di serbatoi dotati di rivestimento con
guscio in polietilene e tra questi una preponderanza di quelli con intercapedine
ispezionabile.
Sulla base di queste informazioni e nel
pieno rispetto dei criteri di determinazione dei lotti omogenei indicati nella
procedura, è stato concluso il lavoro di
selezione per complessivi 897 lotti, la
cui distribuzione nelle tre classi definite
in ragione della consistenza M indicate
nell’Appendice C della procedura EA,
viene illustrata nella Figura 6.
Si mostrano, inoltre, nella Figura 7 le
distribuzioni delle installazioni risultanti
per regioni. Da queste emerge che le
549
5248
1650
1151
2250
7<= M <=20
23
5000
4
190
M >20
Riv. Ital. Saldatura - n. 4 - Luglio / Agosto 2007 499
Figura 6 - Distribuzione per classi di
consistenza dei lotti del campione estratto
1994/1995.
M< 7
158
Figura 4 - Distribuzione per capacità del
campione estratto 1994/1995.
3000
regioni Veneto e Toscana sono sicuramente le più popolate, seguite, in una
fascia intermedia, da Lazio, Umbria,
Emilia Romagna, Sardegna e Friuli, Piemonte, Lombardia e Marche, via via le
altre con numeri che progressivamente si
riducono da qualche centinaia a poche
decine. Riguardo alla distribuzione per
province, tra le 108 esaminate, è da segnalare una notevole consistenza del
dato per quella di Perugia, seguita da
Roma, Udine e Treviso.
Il numero dei proprietari che hanno
aderito all’applicazione della metodica
prevista dal decreto su menzionato comprende i più grandi operatori del settore
a livello nazionale.
La loro partecipazione, va detto, è assolutamente collaborativa, almeno per tre
buone ragioni: perché intrigati da un
approccio pienamente innovativo,
perché meno oneroso sotto il profilo
dell’impatto sull’utenza e dell’impegno
economico-finanziario destinato ai controlli, ed in ultimo perché il criterio di
trasmissione degli elenchi previsto
dalla procedura EA per la determina-
C. De Petris et al. - Emissione acustica: piccoli serbatoi GPL interrati - Analisi dei risultati inerenti la prima campagna di verifica, ecc.
169
Orizzontali
Orizzontali
10095
GPIS
Consistenza
2000
0
12000
10000
8000
6000
4000
2000
0
Figura 5 - Distribuzione per rivestimento del
campione estratto 1994/1995.
Serbatoi
Consistenza
33124 serbatoi installati negli anni 1994
e 1995. L’analisi condotta ha consentito
di pervenire ad alcune distribuzioni per
le più significative caratteristiche costruttive e per aree geografiche d’installazione.
Più in particolare, la Figura. 3 riporta
una sintesi grafica per tipologia, dalla
quale risulta una presenza massiccia di
serbatoi con configurazione verticale a
fronte di una incidenza marginale di serbatoi orizzontali.
Per quanto concerne, invece, la capacità,
la Figura 4 mostra che le fasce di capacità più bassa, 1000 e 1650 litri, sono
quelle più ampie, presumibilmente
perché riferibili a serbatoi destinati ad un
esercizio in ambito domestico.
Come ulteriore elemento costruttivo caratterizzante, utile soprattutto ai fini
della selezione del tipo di verifica integrativa a quella con il metodo EA prevista dalla stessa procedura in fase di preispezione, si è esaminata la consistenza
del parco in ragione del tipo di rivestimento secondo le tre classi di seguito indicate:
Serbatoi
Serbatoi
Figura 3 - Distribuzione per tipologia H/V
del campione estratto 1994/1995.
Serbatoi
Serbatoi
3041
1650
Litri
Litri
2250
703
Distribuzione
Prove per Capacità
Distribuzione Prove per Capacità
3717
1000
3000
Figura 9 - Distribuzione delle prove
registrate per capacità.
6353
GPIS
992
REAS
132
Figura 11 - Distribuzione delle prove
registrate per rivestimento.
Tipologia
ento
Tipologiadidirivestim
rivestimento
GPNI
D is t ribuzio ne P ro
v e peper
r T ipo
lo gia di
Distribuzione
Prove
Tipologia
R iv e s t im e nt o
di
Rivestimento
10000
5000
0
16
7477 prove EA a fronte delle 12282
attese.
L’analisi più approfondita sulle 7477
prove consente di scomporre il dato in relazione alle caratteristiche costruttive più
significative, per altro già evidenziate in
precedenza, che costituiscono elementi
discriminanti per la determinazione dei
lotti. Più in particolare, la Figura 9 illustra la distribuzione in funzione della capacità, la Figura 10 della tipologia H/V e
la Figura 11 del rivestimento.
Anche dal punto di vista geografico,
l’impegno operativo degli Organismi
competenti è esteso su tutto il territorio
nazionale e, pur non avendo ad oggi
completato l’attività di verifica su tutti i
campioni estratti, sembra essere del tutto
coerente con quello previsto in fase di
estrazione del campione. Sotto questo
profilo, va segnalata la grande potenzialità organizzativa degli Organismi competenti in grado, cioè, di pianificare le
sessioni di prove giornaliere di ciascun
laboratorio mobile con estrema efficacia, ottimizzando percorsi e riducendo i
tempi di trasferimento. Tale caratteristica sta consentendo una decisa politica
di riduzione dei costi complessivi dell’attività e, di conseguenza, una forte
contrazione dei prezzi di “mercato”
della singola verifica.
C. De Petris et al. - Emissione acustica: piccoli serbatoi GPL interrati - Analisi dei risultati inerenti la prima campagna di verifica, ecc.
7477
7401
Verticali
4000
3500
3000
2500
2000
1500
1000
500
0
sotto il profilo tecnico ed operativo, sia
commerciale. Per quest’ultimo aspetto è
da sottolineare che il “mercato” italiano
ha caratteristiche di interesse tali da lasciare intuire per il futuro un’espansione
della metodica in settori industriali ed
impiantistici anche diversi da quello specifico delle attrezzature in pressione.
I dati che vengono di seguito forniti sono
relativi a quanto ad oggi pervenuto al
CeBaDEA dell’ISPESL e quindi indicativi di una situazione che è comunque in
continua evoluzione.
La successiva Figura 8 dimostra che l’attività in campo svolta costituisce ormai
più del 60% di quella attesa per gli anni
di riferimento su indicati essendo state
ad oggi registrate presso il CeBaDEA
1800
1628
1535
1600
1400
1200
925
935
1000
803 779
789
775
664
641
800
449
600 338
420
410
254300
232
400
159
124
95
200
0
Figura 7 - Distribuzione per regione.
zione dei lotti omogenei costituisce il
pretesto per censire in maniera esaustiva il parco serbatoi installati la cui
gestione risulta, in molti casi, piuttosto
caotica.
4. L’attività in campo
4805
Campioni da
da Provare
Campioni
Provare
Campioni Provati
Campioni
TotaleCampioni
Campioni12282
12282
Totale
Successivamente alla formalizzazione
dell’abilitazione rilasciata ai primi due
Organismi competenti avvenuta ai primi
del mese di Agosto 2005, e dopo un
breve periodo di messa a punto sotto il
profilo organizzativo, si è avviata con
una forte progressione, l’attività di verifica in campo sostenuta da un vivace entusiasmo degli Organismi stessi, sia
8000
6000
4000
2000
0
Figura 8 - Ripartizione tra campioni già
provati ed in attesa di prova.
76
Distribuzione
DistribuzioneProve
Proveper
perTipologia
Tipologia(H/V)
(H/V)
8000
6000
4000
2000
0
Orizzontali
Orizzontali
Figura 10 - Distribuzione delle prove
registrate per tipologia H/V.
Prove
500 Riv. Ital. Saldatura - n. 4 - Luglio / Agosto 2007
Serbatoi
Serbatoi
Numero
Numerodelle
delle
Prove
Prove
Serbatoi
Serbatoi
Serbatoi
Serbatoi
Prove
1200
1000
800
600
400
0
200
204
363
1064
99
NO
Interruzione
SI
Non Idonei
SERBATOIO Id
SERBATOIO
onei
IDONEO
TABELLA II
Prove totali
Installazione 1994 / 1995
76
7477
7083
Prove non accettabili
Serbatoi idonei
318
NO
PROVA EA
Accettabilità
ǻp
Procedura di
Follow-up
Accettabilità
Calibrazione
J < 0,95
NO
Correzione
NO
P
SI
SI
ISIIdonei
N
Follow-up
Procedura di
Accettabilità
Calibrazione
J < 0,95
NO
Correzione
NO
Non
INO
Non
Idonei
SERBATOIO
SERBATOIO
NON IDONEO
NON
Riv. Ital. Saldatura - n. 4 - Luglio / Agosto 2007 501
Non Idonei
SI
omogenei espone ad un fattore di rischio
sensibilmente più elevato rispetto a
quello che si sarebbe disposti ad accettare
nel caso di riqualificazione individuale
pure previsto dalla norma EN 12818 [3].
Al proposito, l’esperienza comunicata
dagli esperti del TÜV Austria, che conducono questa attività da circa 15 anni
secondo un approccio individuale su serbatoi esclusivamente orizzontali, con rivestimento in bitume e dotati di passo
d’uomo, riporta il dato di una complessiva non idoneità del parco attestata a
circa l’1,8 %.
Serbatoi non idonei
SI
ISRE = 0
SI
Idonei
PROVA
NON
PROVA
NON
ACCETTABILE
ACCETTAPROV
Figura 13 - Schema della procedura di Follow-up.
SI
zione in campo della
prova EA.
L’applicazione della
procedura di Followup ha determinato sulle 7477 prove totali
esaminate e sulla base dei criteri di accettabilità e di idoneità attualmente
fissati, i risultati descritti nella Tabella II.
Questi dati, riportati nella rappresentazione grafica percentuale della Figura 14
sono da ritenersi assolutamente coerenti
con quanto si potesse attendere, tenuto
conto che l’approccio valutativo a campione basato sulla determinazione di lotti
145
985
259
507
157
629
C. De Petris et al. - Emissione acustica: piccoli serbatoi GPL interrati - Analisi dei risultati inerenti la prima campagna di verifica, ecc.
512
363
181
626
419367
249
195
58
Distribuzione Prove per Regione
Distribuzione
Prove per Regione
91
L’attività certificativa svolta dall’ISPESL è articolata nelle seguenti fasi:
a) registrazione dei dati delle prove;
b) analisi individuale per verificarne la
congruenza sotto il profilo tecnico,
operativo e procedurale;
c) successiva applicazione della procedura di Follow-up per la rielaborazione dei dati in una logica conservativa per la determinazione del
giudizio di idoneità;
d) trattamento statistico dei risultati inerenti il singolo lotto al fine della
emissione del certificato di riqualificazione, ovvero della riestrazione di
un ulteriore campione, così come previsto dalla procedura EA.
La procedura di Follow-up viene schematicamente rappresentata nella Figura 13.
La sua messa a punto è stata piuttosto laboriosa e resa possibile solo dopo aver
esaminato e correlato un’ampia casistica.
L’applicazione di questa specifica procedura, come accennato, introduce alcuni
fattori correttivi dell’Indicatore Sintetico
“γ” a vantaggio della sicurezza e ciò
spiega, come più avanti osservabile, la
ragione per la quale è possibile riscontrare valori finali di γ superiori a quello
massimo ammissibile per la prosecu-
5. L’attività certificativa
Ad oggi nessun serbatoio di capacità
oltre i 3000 litri è stato verificato. Ciò,
come più volte evidenziato, non è
dovuto ad un limite tecnico-operativo
della procedura EA, quanto alla opportunità di poter organizzare una specifica
campagna di prove e raccogliere, su un
campione sufficientemente rappresentativo, gli elementi minimi necessari per la
messa a punto di un criterio di idoneità
sufficientemente affidabile.
Figura 12 - Distribuzione delle prove
registrate per regione.
Prove
Prove
4,20%
14
Prove Non Accettabili
Serbatoi Non Idonei
Serbatoi Idonei
Prove
Totali7477
7477
Prove Totali
1%
94,80%
29
7 ” M ” 20
Prove
Prove
800
1000
600
400
0
200
1000
800
600
400
200
0
Numero Lotti
897
Totali
Totali
Lotti
Lotti
512
In Progress
In
Progress
239
Completati
Completati
Figura 15 - Distribuzione rappresentativa
della situazione concernente i lotti attaccati.
8
814 Prove
Situazione Prove
Situazione
Provein
inLotti
LottiCompletati
Completati
773
33
Prove Non
Non
Accettabili
Accettabili
zioni per interventi di messa a punto
della procedura EA.
La revisione della procedura, del resto,
era una delle fasi di lavoro programmate
da tempo dal Gruppo di Lavoro dell’ISPESL, e per altro già annunciata
proprio nella Sezione 1 “Scopo e campo
di applicazione” della edizione del Dicembre 2004.
È subito da dire che, da quanto è complessivamente risultato dalla sua applicazione estesa, il giudizio del Gruppo di
Lavoro sulla Revisione 0 è sicuramente
positivo. Sono comunque state evidenziate delle deficienze che meritavano di
essere ridimensionate e sulle quali fu
avviato un procedimento di perfezionamento.
Prima di passare alla descrizione delle
direttrici sulle quali il Gruppo di Lavoro
è stato impegnato nell’aggiornamento
della procedura, si vuole qui ancora una
volta ribadire che fu scelta precisa e determinata quella di mantenere, soprattutto nella fase di avvio, un atteggiamento fortemente cautelativo a livello
operativo e conservativo nella definizione dei criteri di accettabilità delle
prove e di idoneità ai fini della classificazione del serbatoio e del suo lotto
Figura 17 - Distribuzione rappresentativa
della situazione concernente le prove relative
ai lotti completati.
Serbatoi
Idonei Serbatoi Non
Serbatoi
Non
Idonei
Idonei
Idonei
È evidente che l’analisi dei dati conseguiti dall’attività in campo ha fornito
spunti di riflessione e preziose indica-
6. L’aggiornamento della
procedura EA
metodica in questione, rappresentando
l’84% del totale. Non è da escludere che
soprattutto per alcuni lotti di piccola
consistenza destinati al controllo individuale, i proprietari abbiano operato
scelte diverse sulla base di considerazioni economiche disincentivanti l’applicazione della procedura EA.
In ogni caso, come rappresentato graficamente nella Figura 15, dei 751 lotti attaccati, 239 figurano conclusi, e sui restanti 512 l’attività di verifica risulta
tuttora “in progress”.
Corrispondentemente, la Figura 16 illustra la distribuzione dei 239 lotti completati in ragione delle classi di consistenza, e la Figura 17 quella delle
corrispondenti 814 prove secondo la
classificazione di accettabilità della
prova, idoneità o non idoneità del serbatoio a valle dell’applicazione della procedura di Follow-up.
M > 20
Consistenza
Lotti Completati
Consistenza Lotti
Completati
196
M<7
Lotti
Lotti
Certo, questo valore è distante da quello
attualmente rilevato in Italia di quasi un
fattore 2,3, ma ciò trova una logica spiegazione considerando il fatto che il
rischio connesso all’approccio statistico
basato sull’acquisizione dei dati rilevati
su un terzo del campione espone evidentemente ad una ben più ampia incertezza
e quindi a fattori di rischio non troppo
distanti da quella attualmente registrata
dall’attività in campo a livello nazionale.
In coerenza con questa considerazione, e
come già precedentemente indicato, è
stata convinzione del CeBaDEA rivedere i criteri di idoneità per la classificazione dei serbatoi con differenziazione
in ragione della consistenza dei lotti di
riferimento.
Infatti, la Revisione 1 della procedura
emanata nel Luglio 2006 e di cui si riferirà più avanti, introduce questo nuovo
approccio con l’obiettivo di pervenire a
diverse condizioni di equilibrio tra la garanzia di un livello di sicurezza comunque ammissibile compatibilmente ad un
impatto economico delle verifiche pienamente sostenibile.
In concreto, degli 897 lotti originariamente estratti e comunicati, ben 751 risultano ad oggi essere sottoposti alla
502 Riv. Ital. Saldatura - n. 4 - Luglio / Agosto 2007
Numero Lotti
C. De Petris et al. - Emissione acustica: piccoli serbatoi GPL interrati - Analisi dei risultati inerenti la prima campagna di verifica, ecc.
250
200
150
100
50
0
Figura 14 - Distribuzione della classificazione delle prove e dei serbatoi dopo
l’applicazione della procedura di Follow-up.
Prove
Figura 16 - Distribuzione rappresentativa
della situazione concernente i lotti
completati.
Prove
J
Dati sperimentali
Fit Gaussiano
Totale
generale
7401
serbatoi
Totale
generale
7401
serbatoi
7. La distribuzione dei valori di γ
1
6
0,25
7
0,3
0,35
1
0,4
5
18
0,45
14
0,5
13
0,55
14
0,6
11
0,65
17
0,7
16
0,75
2
0,85
0,9
1
0,95
1
1
1
132 Prove Totali
0,8
4
Distribuzione
Gamma
perper
REAS
Distribuzione
Gamma
REAS
La distribuzione complessiva dei valori
di γ ottenuti nelle 7401 prove accettabili,
raggruppati in bin di ampiezza pari a
0,05, è mostrata nella Figura 18; l’elemento più importante, ed anche il più
appariscente, e che essa risulta approssimata in modo eccellente da una gaussiana, tranne che nelle estreme code.
I parametri della distribuzione sono riassunti nella Tabella III, nella quale il
valore di skewness positivo testimonia di
una piccola asimmetria in favore della
coda ad alti γ. Questo risultato, benché
apparentemente banale, risulta al contrario estremamente significativo. Esso
infatti supporta fortemente l’ipotesi che
anche all’interno dei singoli lotti le distribuzioni dei valori di γ siano gaus-
20
18
16
14
12
10
8
6
4
2
0,2
Riv. Ital. Saldatura - n. 4 - Luglio / Agosto 2007 503
Figura 19 - Distribuzione dei valori di γ relativa ai serbatoi con rivestimento REAS.
0
siane. Poiché tale ipotesi è parte integrante della procedura EA, per quanto
riguarda sia lo schema di indagine del
lotto, sia il criterio di classificazione del
lotto, questo risultato elimina o almeno
attenua fortemente eventuali dubbi sulla
legittimità statistica del percorso seguito
nella procedura EA.
La deviazione da una forma gaussiana
nelle estreme code, benché statisticamente significativa sul singolo bin, è
priva di conseguenze per la determinazione della frazione di serbatoi il cui
valore di γ supera il valore γ lim. L’integrale della distribuzione sperimentale
per γ ≥ 0,95 scarta infatti da quello previsto da una distribuzione gaussiana con i
parametri della Tabella III, per meno del
5%. Infine, data la mole notevole dei dati
relativi a prove già eseguite (circa 7500)
Figura 18 - Distribuzione dei valori di γ relativa alle 7401 prove accettabili.
5
5
5
5
5
5
5
5
5
5
5
5
5
5
5
5
02 , 12 , 22 , 32 , 42 , 52 , 62 , 72 , 82 , 92 , 02 , 12 , 22 , 32 , 42 , 52
1
1
1
1
0
0
0,
1
0
0
0
1
0
0
0
0
0
0,5
1
1,5
2
2,5
3
C. De Petris et al. - Emissione acustica: piccoli serbatoi GPL interrati - Analisi dei risultati inerenti la prima campagna di verifica, ecc.
omogeneo di riferimento. Era inoltre
ampiamente previsto che solo una successiva ulteriore indagine su quei serbatoi risultanti potenzialmente più critici
sulla base delle prove condotte con
tecnica basata sul metodo EA e successivamente ispezionati con metodologie
tradizionali, potesse consentire una revisione meno severa dei criteri di valutazione.
Nel concreto, tra gli interventi di messa
a punto più significativi della procedura
EA nella Revisione 1 emanata nel
Luglio 2006 si evidenziano i seguenti:
1. revisione delle condizioni di interruzione precauzionale e successivo
arresto d’emergenza della prova EA;
2. riduzione della pressione massima di
prova (pmax) al fine di ridurre la probabilità di apertura anticipata della
valvola di sicurezza;
3. introduzione obbligatoria della calibrazione manuale con metodo HsuNielsen nelle verifiche funzionali
prima e dopo la prova EA;
4. introduzione di un ulteriore periodo
di acquisizione e registrazione dell’attività acustica per almeno 5
minuti successivamente al raggiungimento di pmax al fine di meglio discriminare eventuali significativi
processi corrosivi in atto;
5. introduzione di un filtro in acquisizione che escluda la registrazione di
hit con Duration inferiore a qualche
decina di μs che sono riconducibili a
fenomeni di carattere elettrostatico;
6. revisione dei limiti di accettabilità
del rumore di fondo;
7. introduzione di un filtro di tipo
cluster geometrico che riconducesse
l’analisi EA esclusivamente su
eventi EA fisicamente coerenti con
la geometria del serbatoio;
8. revisione dei criteri di idoneità per la
classificazione dei serbatoi con differenziazione in ragione della consistenza dei lotti di riferimento;
9. opportunità di verificare periodicamente la sensitività dei sensori EA in
dotazione agli Organismi competenti
presso la struttura ISPESL dedicata;
10. revisione delle modalità di scrittura e
trasmissione dei rapporti di prova
elaborati dagli Organismi competenti al CeBaDEA per rendere meno
caotico l’inserimento dei dati e più
facilmente verificabile l’attendibilità
dei risultati.
Densità di
Densità
diprobabilità
probabilità
Prove
Prove
σγ
Simmetria (skewness)
0,7
0,85
0,8
0,95
0,9
160
140
120
100
80
60
40
20
0
1
1
3
5
13
24
43
127
150
129
98
88
61
1
11
6
5
3
1
3
3
1
992 Prove Totali
1
1,05 1,1 1,15 1,2 1,25 1,3 1,35 1,4 1,45
7
Distribuzione Gamma
per GPNI
Distribuzione
Gamma
per GPNI
80 79
28
21
0,05 0,2 0,25 0,3 0,35 0,4 0,45 0,5 0,55 0,6 0,65 0,7 0,75 0,8 0,85 0,9 0,95
[1]
[2]
[3]
8. Conclusioni
A poco più di un anno dalla sua attivazione, l’applicazione della procedura EA
dell’ISPESL ai fini della riqualificazione
dei serbatoi per GPL interrati ha ormai
raggiunto un buon livello di stabilizzazione del sistema che autorizza a sciogliere molte delle riserve all’origine paventate da alcuni esperti del settore delle
verifiche.
Indubbiamente, tale approccio costituisce, nel settore specifico delle PND a
livello nazionale, un elemento fortemente innovativo rispetto a come
vengono tradizionalmente intesi i controlli non distruttivi in campo ingegneristico-impiantistico.
D.M. 17 Gennaio 2005: «Procedura operativa per la verifica decennale dei
serbatoi interrati per GPL con la tecnica basata sul metodo delle emissioni
acustiche», pubblicato sul Supplemento Ordinario n. 15 della Gazzetta Ufficiale del 7 Febbraio 2005.
D.M. 23 Settembre 2004: «Modifica del decreto del 29 Febbraio 1988,
recante norme di sicurezza per la progettazione, l’installazione e l’esercizio
dei depositi di gas di petrolio liquefatto con capacità complessiva non superiore a 5 m3 e adozione dello standard europeo EN 12818 per i serbatoi di gas
di petrolio liquefatto di capacità inferiore a 13 m3», pubblicato sulla Gazzetta
Ufficiale n. 243 del 15 Ottobre 2004.
EN 12818: «Inspection and requalification of LPG tanks up to and including
13 m3 underground».
Bibliografia
già di per sé significativa, ancora più notevole appare l’estrema rarità di valori di
γ superiori a 0,78 nella distribuzione per
serbatoi REAS (meno del 7%), rispetto
alle corrispondenti percentuali che si ottengono per serbatoi GPIS (22%) e
GPNI (24%).
Figura 21 - Distribuzione dei valori di γ relativa ai serbatoi con rivestimento GPNI.
è praticamente certo che i risultati ottenuti, compresa la frazione di serbatoi
con γ > γ lim, non subiranno in futuro significative variazioni.
Fermo restando il comportamento complessivo discusso finora, le distribuzioni
dei valori di γ per serbatoi che presentano condizioni particolari riguardo ad
una o più delle più significative caratteristiche costruttive (capacità, tipologia, rivestimento) possono presentarsi anche
con forme funzionali molto diverse da
distribuzioni gaussiane.
Un esempio è dato dai serbatoi con rivestimento in resina epossidica (REAS).
La distribuzione dei valori di γ (Fig. 19)
è al contempo molto più irregolare, e
caratterizzata da un valore medio
(γ m = 0,580) sostanzialmente inferiore,
rispetto a quelli dei serbatoi con rivestimento in guscio di polietilene con intercapedine ispezionabile (γ m = 0,669,
Fig. 20) e non ispezionabile (γm = 0,678,
Fig. 21). Al di là di questa discrepanza,
504 Riv. Ital. Saldatura - n. 4 - Luglio / Agosto 2007
Tuttavia, sia per la limitata consistenza
del campione, sia soprattutto per la complessità indotta dalla sovrapposizione di
altri effetti (i serbatoi con rivestimento
REAS sono spesso orizzontali e/o di
grandi dimensioni) questo risultato non
consente assolutamente di concludere
che il rivestimento rappresenta di per sé
un fattore di criticità. Infatti, alcune indagini svolte su campioni di serbatoi con
capacità e tipologia simile ma diverso rivestimento, mostrano differenze statisticamente non significative. È invece ipotizzabile che il rivestimento acquisti un
impatto significativo su γ soltanto se
agisce in sinergia con altri elementi
come la capacità. Si tratta in ogni caso di
considerazioni che, per poter essere rese
quantitative, necessitano di analisi molto
più approfondite di quelle possibili in
questa sede, e che saranno oggetto di un
futuro lavoro dedicato.
C. De Petris et al. - Emissione acustica: piccoli serbatoi GPL interrati - Analisi dei risultati inerenti la prima campagna di verifica, ecc.
γm
0,55
TABELLA III
Classe
0,164
0,6
6353 Prove Totali
0,670
839 811
364
Distribuzione
Gamma
per GPIS
Distribuzione
Gamma
per GPIS
808
0,75
635
490
1,3
663
0,65
900
0,5
800
0,55
700
0,45
600
0,4
467
5
1,2
224
5
1,25
334
23 19 11 7 12 5
1,4
1,45
1,1
204
1,35
1,15
70 51
1
117
1,05
111
Complessiva
38
5 27
0,3
500
1
0,35
400
2
0,2
300
1
0,15
200
0
0,25
100
0
0,1
Figura 20 - Distribuzione dei valori di γ relativa ai serbatoi con rivestimento GPIS.
Prove
Prove
Prove
Prove
livello di idoneità dei serbatoi è molto
vicino a quello atteso e, pur non escludendo ulteriori revisioni dei limiti,
questo non è da attendersi particolarmente soggetto a variazioni significative.
C. De Petris et al. - Emissione acustica: piccoli serbatoi GPL interrati - Analisi dei risultati inerenti la prima campagna di verifica, ecc.
da un sistematico lavoro di analisi dei
dati svolto dal CeBaDEA. In definitiva,
l’impatto che la metodica ha determinato
a livello nazionale, sembra avere prodotto risultati sicuramente positivi. Il
Angelo FARAGNOLI, Ingegnere Meccanico. Dal 2002, assunto come
ricercatore presso l’ISPESL, viene assegnato al Laboratorio Controlli
Non Distruttivi del Dipartimento Tecnologie di Sicurezza, nell’ambito
del quale svolge attività di sperimentazione nel campo dei CND. In
particolare assiste la messa a punto di una tecnica basata sul metodo
di Emissione Acustica su serbatoi interrati per GPL. Più recentemente
è impegnato nella validazione di una tecnica sperimentale, sempre
basata sul metodo di Emissione Acustica, finalizzata al monitoraggio
strutturale di grandi serbatoi per GPL.
I risultati presentati dimostrano, al di là
dei necessari interventi di “taratura” del
sistema nella fase di start-up, che l’impianto della procedura EA è nel complesso robusto, anche perché supportato
Carlo DE PETRIS, Ingegnere Meccanico. Dal 1982 al 1984 svolge attività di ricerca presso il Centro Ricerche FIAT di Orbassano in campo
tribologico specifico del settore automobilistico. Dal 1984 svolge attività di ricerca presso l’Istituto Motori del CNR di Napoli con particolare riguardo allo studio della dinamica della coppia cinematica
canna - pistone, al controllo elettronico di motori c.i., alla progettazione di sistemi a trazione ibrida. Dal 1988 svolge attività di ricerca
presso la Facoltà di Ingegneria dell’Università degli Studi di Cassino
nel settore Costruzioni di Macchine con particolare riguardo allo sviluppo di modellistiche per il dimensionamento di componenti meccanici. Nel 1991 svolge attività di ricerca presso il Centro Ricerche T&N
Technology di Rugby (UK) per lo sviluppo di modellistiche in campo
motoristico. Dal 1996 svolge attività di ricerca nel settore delle PND
presso il Laboratorio CND dell’ISPESL del Centro Ricerche di Monte
Porzio Catone, con particolare riferimento al settore degli apparecchi
a pressione. È impegnato anche in attività di ricerca nel settore RBI e
FFS.
Davide TOGNON, Tecnico Informatico. Dal 1992 all’Istituto Superiore di Sanità dove realizza in collaborazione il sistema di protocollazione ed archiviazione informatizzata in Clipper per l’ufficio di direzione; dal 1995 realizza il collegamento della Farmacopea Ufficiale
Italiana con la sede europea e crea la banca dati su cui si basa la pubblicazione della Farmacopea Ufficiale; Dal 1998 in servizio presso
l’ISPESL, avvia l’informatizzaione della sede di Udine; dal 2004
sviluppa e gestisce il Centro Banca Dati per la verifica decennale dei
serbatoi GPL con tecnica basata sul metodo di Emissione Acustica in
conformità alla procedura ISPESL.
ALCUNE NOTE PER L’UTILIZZO CORRETTO
DELLE UNITÀ DI MISURA DEL SISTEMA INTERNAZIONALE SI
Paolo QUARESIMA, Tecnico Meccanico. Dal 1987 svolge attività di
collaudatore in campo automobilistico. Dal 1995, nell’ambito dello
stesso gruppo coordina il settore di riparazione auto. Dal 2002,
assunto come collaboratore tecnico di ricerca presso l’ISPESL, viene
assegnato al Laboratorio Controlli Non Distruttivi del Dipartimento
Tecnologie di Sicurezza, nell’ambito del quale svolge attività di sperimentazione nel campo dei CND. In particolare assiste la messa a
punto di una tecnica basata sul metodo di Emissione Acustica su serbatoi interrati per GPL. Più recentemente è impegnato nella validazione di una tecnica sperimentale, sempre basata sul metodo di Emissione Acustica, finalizzata al monitoraggio strutturale di grandi
serbatoi per GPL.
-
-
I nomi delle unità di misura vanno sempre scritti in carattere minuscolo, privi di accenti o
altri segni grafici.
I nomi delle unità di misura non hanno plurale eccetto: metro, kilogrammo, secondo,
candela, radiante.
I simboli delle unità di misura devono essere scritti in minuscolo tranne quelli derivanti da
nomi propri di persona che vanno scritti con la prima lettera maiuscola. L'unica eccezione
è permessa per il litro dove è accettabile sia la “l” minuscola che la “L” maiuscola.
I simboli non devono essere seguiti dal punto, salvo che si trovino a fine periodo.
I simboli devono sempre seguire i valori numerici.
Il prodotto di due o più unità va indicato con un punto a metà altezza o con un piccolo
spazio tra i simboli.
Il quoziente tra due unità va indicato con una barra obliqua o con esponenti negativi.
L'unità se non accompagna la relativa misura deve essere espressa con il suo nome e non
con il simbolo.
Riv. Ital. Saldatura - n. 4 - Luglio / Agosto 2007 505
Corso di qualificazione ad International Welding
Inspector
Chievo (VR) 2007
L’ISTITUTO ITALIANO DELLA SALDATURA organizza presso l’Istituto “Antonio Provolo” di
Chievo (VR) un Corso completo di Qualificazione ad International Welding Inspector (livello
Comprehensive, IWI-C).
A tale Corso potranno partecipare anche candidati non in possesso dei requisiti di cui al punto
successivo, concordando con la Segreteria le modalità per la propria iscrizione, per il conseguimento di Diplomi al livello Standard o Basic.
Requisiti di ingresso
Laurea o Diploma di Laurea in Ingegneria; in alternativa, Laurea in Scienza dei materiali, Architettura, Fisica o Chimica, supportate da comprovata esperienza industriale in saldatura oppure
Diploma di Scuola Media Superiore ad indirizzo tecnico.
Per iscriversi al Corso non è prevista esperienza specifica, quanto il possesso di uno dei titoli di
studio previsti dalle vigenti disposizioni internazionali emanate dall’Istituto Internazionale della
Saldatura (IIW) e dalla Federazione Europea della Saldatura (EWF):
-
-
Calendario e sede delle lezioni
da Settembre a Novembre 2007
da Dicembre 2007 a Marzo 2008
Il Corso ha una struttura modulare, basata su due Corsi successivi denominati Welding Technology e Welding Inspection, di carattere teorico - pratico (chi sia in possesso di un Diploma da
Welding Engineer o da Welding Technologist può accedere direttamente al secondo Modulo).
Per diluire l’impegno, le lezioni saranno svolte in periodi non consecutivi, secondo il seguente
calendario:
Modulo Welding Technology:
Modulo Welding Inspection:
Conseguimento del Diploma
Chi sia risultato in possesso dei requisiti di ingresso ed abbia completato il percorso formativo
potrà accedere agli esami finali nelle sessioni programmate successivamente alla fine del Corso.
Le domande di iscrizione agli esami dovranno essere indirizzate all’Area Certificazione Figure
Professionali (tel. 010 8341307, e-mail [email protected]).
Iscrizione al Corso
Per iscriversi al Corso è sufficiente utilizzare il modulo cartaceo fornito con l’Attività Didattica
2007 oppure procedere on - line attraverso il sito www.formazionesaldatura.it, selezionando il
Corso dall’apposito motore di ricerca.
La quota di partecipazione al Corso completo è pari ad € 5.000,00 (+ IVA), comprensiva della
collana delle pubblicazioni specifiche dell'IIS.
Sono accettate iscrizioni solo se effettuate contestualmente al pagamento della relativa quota, il
cui pagamento può essere effettuato tramite bonifico bancario sul CC 4500 - Banca Popolare di
Milano (ABI 05584 CAB 01400 CIN I), intestato all'Istituto Italiano della Saldatura.
Informazioni
Per ulteriori informazioni è possibile rivolgersi all’Istituto Italiano della Saldatura
(Via Lungobisagno Istria 15, 16141 Genova), Divisione Formazione, al numero 010 8341371
(fax 010 8367780), oppure all’indirizzo di posta elettronica [email protected].
(°)
Riv. Ital. Saldatura - n. 4 - Luglio / Agosto 2007 509
Keywords:
Computer programs; influencing factors; maintenance; management; railway carriages; railways; repair.
with tasks and specific function of operative structures involved.
Furthermore it describes the implementation of the Rolling
Stock Management System (RSMS) which makes managing
and planning of maintenance operations more efficient.
Finally, the present work illustrates, giving some significant
examples, the managing of welding process during maintenance/refitting stage ensuring a high quality level to structures being involved on the safety of railway service.
Manutenzione e riparazione del
materiale rotabile
V. Esposito *
S. Nocchia **
Sommario / Summary
L’articolo descrive una sintesi di come è organizzata la manutenzione e la riparazione dei rotabili ferroviari di Trenitalia,
nonché i ruoli e le specifiche competenze delle varie strutture
operative.
Descrive inoltre, l’implementazione di un sistema operativo
informatico RSMS (Rolling Stock Management System) per
rendere più efficiente la gestione e la pianificazione degli interventi manutentivi.
Infine, il presente lavoro illustra attraverso alcuni significativi
esempi, la gestione del processo di saldatura in fase manutentiva / riparazione tendente ad assicurare un elevato livello di
qualità alle strutture che hanno un impatto sulla sicurezza dell’esercizio ferroviario.
This article briefly describes how Trenitalia rolling stock vehicles maintenance and refitting is managed. It also deals
(°) Memoria presentata alle Giornate Nazionali di Saldatura 3 - Workshop:
“Ferroviario” - Genova, 27 e 28 Ottobre 2005.
* Trenitalia - Napoli.
** Trenitalia - Firenze.
Inoltre, verso la metà della vita media di
un rotabile (15 - 20 anni), per venire incontro alle crescenti esigenze del cliente,
si rende spesso indispensabile un restyling, cioè un ammodernamento degli
interni, realizzando le condizioni di
decoro/comfort apprezzate dai fruitori
del servizio. Un esempio su tutti è rappresentato dall’applicazione di impianti
di climatizzazione su carrozze adibite al
trasporto regionale, progettate in tempi
in cui tale “servizio” non era ritenuto indispensabile.
Infine negli ultimi anni è stato fatto un
massiccio ricorso alla grande ristrutturazione (revamping) per quei rotabili destinati ad una diversa utilizzazione rispetto a quella d’origine (Fig. 1).
2.2 Obiettivo della manutenzione
La manutenzione è l’insieme delle attività che rendono possibile lo svolgimento dell’esercizio ferroviario in relazione a parametri quali efficienza,
sicurezza e comfort, al fine di offrire un
servizio di qualità alla clientela.
L’obiettivo della manutenzione è quello
di minimizzare il costo globale del prodotto treno, riducendo l’insorgenza dei
guasti ed aumentando la disponibilità
dei mezzi per l’esercizio.
Figura 1 - Intervento di ristrutturazione: trasformazione di una carrozza UIC-X in semipilota.
2.1 Premessa
I rotabili ferroviari vengono progettati e
costruiti nel rispetto di normative internazionali (UIC), di capitolati tecnici,
ecc. e sono caratterizzati dai seguenti
fattori:
• hanno un costo alquanto elevato
• la vita media è di 30 - 40 anni
• i tempi di ammortamento sono abbastanza lunghi (25 - 35 anni)
• percorrono mediamente ogni anno
280000 - 350000 km.
Ne consegue che per mantenerli in efficienza essi sono soggetti a rigorosi programmi di manutenzione il cui intervallo
è determinato in base alla percorrenza o
in base a scadenze temporali.
Evidentemente, in considerazione
del lungo periodo di vita, le innovazioni tecnologiche che intervengono
rendono difficoltosa la disponibilità e
quindi l’approvvigionamento dei
ricambi.
2. La manutenzione dei rotabili
in Trenitalia
di euro all’anno realizzando 5 miliardi di
euro di ricavo: un ruolo importante per
l’economia e la vita del Paese.
V. Esposito e S. Nocchia - Manutenzione e riparazione del materiale rotabile
1. Premessa
La qualità attesa dal Cliente, in qualsiasi
settore commerciale, rappresenta il principale riferimento di ogni Impresa che
intende affermarsi in un mercato sempre
più selettivo: al Cliente va rivolta la
massima attenzione possibile (people
first).
Nel campo dei servizi ed in particolare
in quello dei trasporti, tale esigenza è
sentita maggiormente e, corrispondentemente, risulta elevato anche l’impatto
che essa produce sull’immagine dell’Impresa, nell’opinione pubblica.
Il settore trasporti è sempre più congestionato. Il trasporto ferroviario sta
vivendo oggi, un rinnovato periodo evolutivo che può aprire nuove ed interessanti opportunità di mercato.
La ricerca di soluzioni innovative per il
miglioramento delle prestazioni del
sistema ferroviario sia sotto l’aspetto
dell’elevamento della velocità/aumento
del comfort che della sicurezza,
nonché della caratterizzazione dei rotabili ferroviari in relazione alle mutazioni continue delle esigenze della
clientela, impongono ai diversi attori
che interagiscono per il raggiungimento di tale obiettivo, dalla progettazione alla fabbricazione, dall’utilizzo
alla manutenzione, di mettere a punto
nuovi sistemi volti al perseguimento
del miglioramento continuo nell’ottica
del suddetto soddisfacimento del
Cliente.
La sicurezza e l’affidabilità del trasporto
ferroviario sono due elementi strettamente correlati tra loro e dipendenti
dalla qualità dei singoli componenti rotabili (locomotive - carrozze - carri).
Infatti il mancato funzionamento di un
qualsiasi elemento critico dell’insieme
pregiudica l’affidabilità dell’intero prodotto.
Alcune cifre:
Trenitalia muove ogni giorno 8800 treni,
trasporta 1.300.000 persone e 230.000 t
di merci. Impiega 55.000 persone ed effettua investimenti per oltre 1,2 miliardi
510 Riv. Ital. Saldatura - n. 4 - Luglio / Agosto 2007
La grande manutenzione (ciclica) dei rotabili di Trenitalia è affidata alla Direzione Tecnica Acquisti Industriali
(DTAI), con sede a Firenze, che ha l’obiettivo di assicurare il mantenimento in
efficienza, per l’intera durata della vita
di progetto di un rotabile.
L’attività operativa è effettuata dalle
Linee di Manutenzione Ciclica suddivise
per tipologia di rotabili con il supporto,
fondamentale, dell’Ingegneria della Manutenzione e della Direzione Ingegneria
Sicurezza e Qualità di Sistema.
Le linee suddette sono organizzate con
stabilimenti produttivi (10) dislocati sull’intero territorio nazionale.
Per raggiungere tale obiettivo è indispensabile il passaggio attraverso le fasi
seguenti:
• definizione dei piani di manutenzione
• definizione degli interventi di manutenzione
• esecuzione dei lavori
• controllo tecnico-economico della
manutenzione
• analisi delle avarie
• prevenzione dei guasti
2.3. Il ruolo dell’ingegneria della
manutenzione
Il ruolo dell’ingegneria della manutenzione è fondamentale per il raggiungimento degli obiettivi legati all’affidabilità e disponibilità nonché sicurezza ed
economicità dei mezzi ferroviari.
Spetta a tale settore supportare le linee
produttive attraverso:
• lo studio delle soluzioni ottimali per
la riprogettazione/sostituzione di apparecchiature la cui manutenibilità
diviene eccessivamente onerosa
Fondamentalmente la manutenzione dei
rotabili ferroviari viene espletata su due
livelli:
• manutenzione corrente
• manutenzione ciclica.
La manutenzione corrente è concepita
per realizzare l’obiettivo di mantenere
un rotabile in condizioni di efficienza e
di sicurezza.
La manutenzione ciclica è la successione di attività manutentive da effettuare ad intervalli di percorrenza o temporali prescritti, il cui scopo è quello di
ripristinare le condizioni d’origine del
rotabile.
Esempio di un ciclo manutentivo di carrozze (Fig. 3):
3. Organizzazione della
manutenzione
V. Esposito e S. Nocchia - Manutenzione e riparazione del materiale rotabile
Figura 2 - L’anello ideale.
• lo studio di modifiche, migliorie, ecc.
atte a migliorare gli interventi manutentivi
• lo studio di nuovi processi di manutenzione
• la redazione dei piani di manutenzione dedicati
• l’analisi dei costi
inoltre, attraverso il sistema feedback, ricevere i dati dall’esercizio e dalla manutenzione corrente, trasformarli in informazioni da trasmettere al:
• gestore dei grandi interventi ciclici e
ristrutturazioni
• gestore della progettazione dei nuovi
rotabili
per il necessario supporto decisionale.
Dalla progettazione alla manutenzione,
attraverso il feedback dell’esercizio
(Fig. 2).
Figura 3 - Rotabili con velocità 200 Km/h: UIC-Z1, eurofima, ristoranti e self service.
Riv. Ital. Saldatura - n. 4 - Luglio / Agosto 2007 511
In generale si può affermare che un
qualsiasi oggetto, progettato, costruito e
5. Gli effetti della manutenzione
In esso si distinguono 4 ambienti di
lavoro:
1. Ambiente tecnico: l’insieme delle informazioni relative ai rotabili ed ai
suoi componenti
• gestione degli archivi tecnici (distinte basi rotabili, programmi di
manutenzione, cicli di lavoro, liste
di prelievo, ecc.);
• gestione dell’anagrafica dei materiali di magazzino (classificazione,
dati contabili, ecc.).
2. Gestione operativa: supporta la gestione dei processi operativi
• richiesta di intervento manutentivo;
• scadenziario della manutenzione
programmata;
• pianificazione e consuntivazione
degli interventi manutentivi;
• interventi di riparazione / revisione dei componenti critici dei
rotabili;
• definizione dei fabbisogni tecnici
e movimenti di magazzino.
3. Controllo economico: supporta il
controllo dei costi di manutenzione
dei rotabili.
4. Esercizio rotabili: l’insieme dei processi per l’analisi dei modi di guasto,
l’esame della ricorrenza e probabilità
di un evento di guasto ed il grado di
criticità delle avarie.
V. Esposito e S. Nocchia - Manutenzione e riparazione del materiale rotabile
4. Il sistema manutentivo della
manutenzione: RSMS
Dal 2002 Trenitalia ha scelto di adottare
ed implementare un sistema informativo
della manutenzione denominato RSMS,
acronimo di Rolling Stock Management
System.
L’obiettivo, in generale, è quello di
gestire e rendere efficienti i processi inerenti la manutenzione, dei rotabili e di
seguire il costo del ciclo di vita del rotabile.
In particolare RSMS deve fornire alla
funzione manutenzione un sistema informativo in grado di raggiungere lo
scopo di:
• ingegnerizzare tutti i processi manutentivi
• supportare la definizione dei fabbisogni di materiale sulla base della gestione della pianificazione degli interventi manutentivi
• effettuare le analisi dei modi di
guasto dei rotabili e dei loro componenti significativi
• fornire al vertice aziendale un sistema
strategico di supporto decisionale
(report)
• seguire il costo dell’intero ciclo di
vita del rotabile
Il sistema informativo della manutenzione è quel complesso di norme, procedure e strumenti atti ad assicurare e governare l’acquisizione dei dati, con le
relative trasformazioni ed informazioni,
utili al supporto del processo decisionale
(Fig. 4).
Figura 4 - Ambienti di lavoro del sistema informativo.
512 Riv. Ital. Saldatura - n. 4 - Luglio / Agosto 2007
collaudato secondo le specifiche tecniche e messo correttamente in opera, si
mantiene efficiente se vengono rispettate le condizioni di manutenzione contenute nel “libretto uso e manutenzione”, fornito dal costruttore, durante
l’intero ciclo di vita fino a quando non
raggiunge la fase di usura per invecchiamento. Durante quest’ultima fase
occorre prevederne, per tempo, la sostituzione.
In pratica questo ciclo non è così lineare.
Alcuni prodotti danno segnali di “cattivo
funzionamento” e si guastano.
La raccolta di questi segnali, la loro valutazione/elaborazione, e l’adozione
tempestiva di azioni correttive, consente
di ricondurre al succitato ciclo ideale
anche questi componenti.
È quindi di fondamentale importanza
per il sistema manutentivo di prodotti
costituiti da componenti critici, attuare
un processo che tenga conto di:
• rilevare i dati
• effettuare l’identificazione e classificazione
• eseguire l’analisi
• decidere sugli interventi.
6. Il processo speciale
“saldatura”
Trenitalia attribuisce una importanza
fondamentale alla gestione del processo
“saldatura” per la costruzione, la manutenzione e la riparazione dei rotabili e
dei sottoassiemi significativi (telaio, carrello, imperiale, ecc.).
Il processo di saldatura sui rotabili di
nuova costruzione oppure in manutenzione / ristrutturazione effettuato presso
Trenitalia o dall’industria privata, è regolato dalle seguenti specifiche tecniche:
• n° 373851 “Requisiti di qualità e
regole costruttive per strutture
saldate”
• n° 306806 “Norme sulla designazione e controllo dei giunti saldati”.
Le specifiche trasferiscono al processo
di saldatura sui rotabili i requisiti sulla
qualità ed affidabilità delle saldature definiti nella norma UNI EN 729/ISO
3834.
Tali requisiti devono essere applicati sia
nella costruzione dei nuovi rotabili, sia
nella riparazione o ristrutturazione di
quelli esistenti.
Figura 5 - Documentazione tecnica: WPS.
Allo scopo, quasi tutti i fornitori di Trenitalia che operano nel campo della carpenteria saldata hanno già ottenuto la
certificazione UNI EN 729/ISO 3834,
oltre al riconoscimento della certificazione UNI EN ISO 9000.
Anche all’interno sono stati compiuti
passi notevoli.
Un esempio è costituito dalla Linea
Carrozze, che ha il compito di curare
la manutenzione ciclica di circa 10.000
rotabili, dove presso ogni stabilimento
produttivo esiste una Figura Professionale in saldatura la cui formazione è stata curata dall’IIS in conformità alle prescrizioni contenute nelle
norme in vigore (UNI EN 719/EN ISO
14731).
Un coordinamento di saldatura a livello
centrale assicura la necessaria assistenza
a tutte le Service Unit dei vari stabilimenti sia in termini di formazione del
personale (qualificazione dei saldatori)
che tecnico (qualifica delle procedure di
saldature, ecc.) (Fig. 5).
8.1 Il carrello
È formato da un telaio in acciaio al carbonio, realizzato in carpenteria saldata,
che racchiude le sale (assi e ruote) i dispositivi del freno, le sospensioni, gli
elementi per la trasmissione del moto,
ecc.
Le sue principali funzioni sono:
• sostenere la carrozza/locomotiva/
carro
8. Un esempio di riparazione di
un componente critico dei
rotabili ferroviari
strazione dei requisiti di manualità operativa conferita in conformità a norme UNI
EN da Figure Professionali certificate
dall’IIS in accordo alla UNI EN 719/ISO
14731 e riconosciute in ambito EWF European Welding Federation) soddisfacendo anche i requisiti delle norme della
serie 9000 relative alla certificazione dei
sistemi di gestione della qualità.
V. Esposito e S. Nocchia - Manutenzione e riparazione del materiale rotabile
7. Dalla “abilitazione” alla
“qualificazione”
Onde assicurare il livello di qualità più
elevato possibile delle saldature di strutture che hanno un grande impatto sulla
sicurezza dell’esercizio ferroviario, a
partire dal 2000 è stata effettuata una vastissima campagna di sensibilizzazione
sulle problematiche connesse alle giunzioni saldate.
Conseguentemente presso tutti gli stabilimenti di manutenzione dell’ex Unità
Tecnologie Materiale Rotabile (UTMR)
sono stati effettuati corsi di formazione,
addestramenti pratici che hanno portato
al conseguimento della qualificazione
di saldatore in accordo alle norme
UNI EN 287.
Tale attività ha segnato il passaggio dall’abilitazione (dimostrazione del possesso
di abilità operatorie manuali, conferita all’interno dell’organizzazione FS rispetto
a prescrizioni aziendali, nessun riconoscimento esterno) alla qualificazione (dimo-
Riv. Ital. Saldatura - n. 4 - Luglio / Agosto 2007 513
V. Esposito e S. Nocchia - Manutenzione e riparazione del materiale rotabile
8.2 Criticità manutentive - Analisi
Nell’ultimo decennio si è registrato un
considerevole aumento di anomalie
dovute alla corrosione della piattabanda
inferiore del longherone del telaio e dell’insorgenza di cricche di fatica in corrispondenza della saldatura di unione
anima - piattabanda del longherone.
Figure 8, 9 - Studio della soluzione.
Le verifiche attuate hanno messo in
luce anche altre zone, comunque adiacenti a quella su indicata, che presentavano analoghe criticità (es. supporto
ammortizzatore antiserpeggio). Le
cause dei due fenomeni sono state individuate per la corrosione, nell’azione
aggressiva di sostanze organiche e detergenti espulse attraverso le ritirate
“aperte” e contestualmente una non efficace protezione delle lamiere realizzata
con un processo di verniciatura alchidica a base acquosa.
Mentre il fenomeno cricche, analizzato
con il supporto fondamentale dell’Istituto Sperimentale di RFI - Roma, interessa una particolare tipologia di carrelli
Figura 6 - Longherone di un carrello ferroviario con il supporto antiserpeggio.
Figura 7 - Effetto del fenomeno corrosivo.
Figura 11 - Applicazione della nuova
piattabanda.
• ripartire il carico sugli assi
• permettere una migliore azione sterzante
• trasmettere gli sforzi orizzontali dagli
assi alla cassa.
Inoltre il collegamento cassa-carrello
deve assicurare l’assenza di perturbazioni di natura oscillatoria (Fig. 6).
Figura 10 - Asportazione della parte di
piattabanda corrosa.
514 Riv. Ital. Saldatura - n. 4 - Luglio / Agosto 2007
costruiti negli anni ’80, che hanno mostrato l’insorgenza di fenomeni di
rottura, dopo circa 20 anni di servizio.
La causa rilevata va imputata ad una realizzazione della saldatura di unione
anima-piattabanda che non rispetta le
prescrizioni del progettista (mancanza di
penetrazione al vertice del giunto di testa
progettato “a piena penetrazione”).
8.3 Approccio
Corrosioni:
1. valutazione del danno: estensione,
profondità, famiglia di carrelli interessata
2. analisi del fenomeno: ricerca delle
cause, valutazione delle incidenze
per tipo di treno e territorio di servizio
3. monitoraggio continuo: CND di superficie (PT/MT) in ogni occasione
utile di fermo macchina
4. analisi delle soluzioni possibili: riparazione e/o sostituzione - demolizione
5. sperimentazione delle soluzioni
scelte: valutazione dell’impatto della
riparazione sui cicli manutentivi, difficoltà operative, costi, formazione
del personale, attrezzature, ecc.
Figura 12 - Controlli UT.
La manutenzione è una funzione fondamentale per il materiale rotabile: da essa
dipendono affidabilità e sicurezza del
servizio ferroviario.
Trenitalia è fortemente impegnata nel
fronteggiare la sfida rappresentata sia
dalle problematiche legate alla riparazione / ristrutturazione dei vecchi rotabili che proveniente dall’innovazione
tecnologica cui sono dotati i nuovi rotabili.
La riorganizzazione voluta dal nuovo
management con la nascita di una Direzione Tecnica in grado di governare l’intero sistema manutentivo, rendendolo
quanto più possibile flessibile e reattivo,
l’adozione del sistema informativo
RSMS a sostegno della funzione manutenzione, l’attenzione crescente per la
formazione / informazione continua del
personale operativo (Sistema di Ge-
9. Conclusioni
dalle analisi dell’Istituto Sperimentale di
RFI - Roma e da ulteriori accertamenti
effettuati su sezioni macro prelevate da
un telaio carrello poi demolito, da non
conformità d’origine nella giunzione
anima - piattabanda dello scatolato (longherone) del telaio carrello (Figg. 19÷23).
V. Esposito e S. Nocchia - Manutenzione e riparazione del materiale rotabile
8.5 Cricche
Fondamentalmente la causa scatenante la
nascita e la successiva propagazione
delle cricche di una particolare tipologia
di carrelli è riconducibile, come appurato
8.4.2 Sostituzione tratto diritto
Dalle immagini si può notare l’approccio alla soluzione del problema: studio
di fattibilità ed esecuzione/controllo
(Figg. 13÷18).
Sequenze fotografiche significative della
riparazione dei telai carrelli corrosi
(Figg. 7, 8, 9).
Realizzazione della soluzione studiata,
presso lo stabilimento di Messina (Figg.
10, 11, 12).
8.4.1 Sostituzione tratto curvo della
piattabanda
8.4 Risoluzione
7. elaborazione della documentazione
tecnica: disegni, procedure operative,
WPS/WPQR, procedure CND, ecc.
8. formazione tecnica del personale
qualificato: prove di lavoro
9. analisi dei costi e dei tempi: incidenza sui tempi di attraversamento
dei rotabili associati
10.effettuazione della riparazione.
Figure 13-14-15-16-17-18 - Studio e realizzazione della soluzione.
6. valutazione della qualità delle riparazioni adottate: indagini distruttive e
controlli non distruttivi di volume atti
a determinare il risultato conseguito
rispetto alle norme di riferimento ed
alle specifiche dell’Ingegneria di
Base e Ricerca
Figure 19 e 20 - A cricche rilevate attraverso
controlli non distruttivi a mezzo liquidi
penetranti.
Riv. Ital. Saldatura - n. 4 - Luglio / Agosto 2007 515
V. Esposito e S. Nocchia - Manutenzione e riparazione del materiale rotabile
Controlli effettuati presso l’Istituto Sperimentale di RFI - Roma
Figure 21 e 22 - Evento: cedimento di un telaio di un
carrello Fi.
zione, costruzione e nella
manutenzione dei rotabili
ferroviari. Verso tale processo Trenitalia, in qualità
di committente, presta
enorme attenzione.
Il possesso dei requisiti
prescritti dalle normative
europee quali la EN 729/
ISO 3834, per le aziende
che operano su strutture
saldate è una esigenza di
base per Trenitalia.
È fondamentale, affinché
il livello di qualità dei rotabili e del servizio ferroviario si sviluppi nella
giusta direzione, che gli
attori del processo (Trenitalia - Costruttori/ Riparatori) e gli Enti di riferimento come l’Istituto
Italiano della Saldatura,
indirizzino le proprie
energie nell’evoluzione
continua degli standard di
riferimento per il processo
di saldatura.
Salvatore NOCCHIA, diplomato Perito Industriale
(specializzazione Meccanica) presso l’Istituto Leonardo da Vinci di Firenze. Ha ottenuto la certificazione in qualità di Esperto Tecnico per la certificazione di aziende UNI EN 729 / ISO 3834 e quella in
European Welding Inspection Technologist. Ha partecipato ai gruppi di lavoro WG 31 del CEN /TC
256 per la stesura della serie di norme prEN 15085
“Saldatura nei rotabili ferroviari”. Dal 1984 ricopre
l’incarico di esperto tecnico di saldatura sia nell’ambito delle costruzioni saldate dei nuovi Rotabili
Ferroviari che nella manutenzione e riparazione
delle strutture saldate dei rotabili in esercizio. Attualmente lavora presso Trenitalia nella Direzione
Ingegneria Sicurezza Qualità di Sistema - Tecnologie
Materiale Rotabile di Firenze.
Di Ruzza-Bianchi-Martino: «Il sistema informativo della manutenzione».
Piro G., Vacuna G.: «Il materiale rotabile rimorchiato».
Principe E.: «Nozioni sui veicoli FS per viaggiatori».
Bibliografia
Figura 23 - Campione prelevato dal longherone criccato con le relative analisi di laboratorio.
stione delle Competenze), sono solo
alcuni esempi che confermano la volontà
di Trenitalia di affrontare al meglio la
sfida suddetta. In tale contesto, la saldatura, in quanto processo speciale, rappresenta un punto critico nella progetta-
Vincenzo ESPOSITO, lavora presso Trenitalia - Direzione Tecnica e Acquisti Industriali - Linea Componenti - Ingegneria Manutenzione Componenti di
Napoli. Attualmente si occupa di processi di saldatura applicati alla manutenzione /riparazione dei
componenti strutturali dei rotabili ferroviari. È certificato EWT/EWI; è in possesso delle certificazioni
CND di Livello 3 secondo la norma UNI EN 473 nei
metodi UT,MT,PT,VT.
516 Riv. Ital. Saldatura - n. 4 - Luglio / Agosto 2007
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Riv. Ital. Saldatura - n. 4 - Luglio / Agosto 2007 519
Keywords:
Cruciform joints; fatigue loading; fatigue strength; fictitious
notch radius, finite element analysis; local effects; weld toes;
welded joints.
dence between two local approaches to assess the fatigue
strength of welded joints: Radaj’s approach based on fictitious notch rounding and a recently proposed approach based
on the local strain energy density (SED) averaged over a
given control volume. This volume surrounds the weld root or
weld toe, both modelled as sharp (zero radius) V-notches with
different opening angles.
The two approaches are applied to load carrying and nonload carrying cruciform joints and the theoretical fatigue
notch factors Kf are compared. The SED averaged over the
control volume is determined from finite element models with
very fine meshes, as typically designed to evaluate the intensity of the asymptotic stress distributions, and also from
coarse meshes, showing a surprisingly good correspondence.
This fact is surely of interest in view of possible applications
of the SED method to components of complex geometry.
Verifiche a fatica di giunti saldati
mediante criteri locali: un confronto tra il
criterio basato su un raggio di raccordo
fittizio e il criterio della
densità di energia di
deformazione in
un volume finito
P. Lazzarin *
F. Berto *
D. Radaj **
Sommario / Summary
L’obiettivo del lavoro è dimostrare la stretta corrispondenza
esistente tra due criteri locali per la verifica a fatica delle
unioni saldate: il criterio di Radaj basato su un raggio di raccordo fittizio e il criterio della densità di energia di deformazione (SED) mediata su un preciso volume di controllo. Tale
volume, riconducibile a un settore circolare nei casi di tensione o deformazione piana, è posizionato in corrispondenza
del piede o della radice dei cordoni di saldatura, dopo aver
però modellato tali zone come intagli a V non raccordati di
diverso angolo di apertura.
I due criteri sono applicati a giunti saldati a croce, a cordone
portante e non portante, e i relativi fattori teorici di riduzione
della resistenza a fatica K f vengono confrontati fra loro.
Il valore medio della densità di energia di deformazione è determinato sia utilizzando modelli agli elementi finiti con
mesh particolarmente fini, utilizzate abitualmente quando si
vuole determinare l’intensità dei campi di tensione asintotici,
sia mesh rade, mostrando un ottimo accordo fra i risultati.
Il fatto è di notevole interesse in vista di una possibile applicazione del metodo a strutture saldate di geometria complessa.
The aim of the paper is to demonstrate the close correspon* Dipartimento di Tecnica e Gestione dei sistemi industriali, Università
di Padova - Vicenza.
** Dept. of Mechanical Engineering, Technical University at Braunschweig - Braunschweig (Germania).
per angoli di apertura inferiori a
Radice del
cordone
102.6°).
In questi casi è
quindi possibile
operare una semplificazione e
usare direttamente il range del
fattore di Modo I,
Δ K1, per sintetizzare la resistenza
a fatica di giunti a
cordone d’angolo
aventi differenti
Bisettrice
geometrie [3].
dell’intaglio
Una curva S-N in
termini di Δ K 1 è
possibile non solo
nella fatica ad
alto numero di
cicli (N≥2x10 6 ),
ma anche nella
vita a termine, e
questo perché una
larga percentuale della vita di propagazione della cricca di fatica è spesa in
propagazione di una cricca corta nella
zona governata dalla singolarità dell’intaglio a V non raccordato.
Il problema del criterio basato sui fattori
di intensificazione delle tensioni è che
una variazione dell’angolo presente al
piede dei cordoni di saldatura impedisce
un confronto diretto in termini di NSIF.
Ciò vale ovviamente anche per la radice
dell’intaglio dove la zona di mancata penetrazione definisce una fessura con
angolo di apertura nullo e il fattore K 1
torna ad avere le dimensioni dei più convenzionali fattori di intensificazione
delle tensioni (SIF) della Meccanica
della Frattura Lineare Elastica, ossia
MPa았앙
m . Un confronto fra geometrie
con angoli di apertura diversi può essere
ristabilito utilizzando l’energia di deformazione mediata su un volume di controllo centrato sull’apice dell’intaglio a
V che modella il piede o la radice dei
cordoni di saldatura. [5-8]. Nei casi piani
il volume di controllo diventa un settore
circolare di raggio R0, così come rappresentato nella Figura 1. Ovviamente, la
densità di energia di deformazione è
esprimibile in forma chiusa sulla base
dei fattori K1 e K2 che caratterizzano la
geometria del giunto e il tipo di sollecitazione [5-7]. A parità di geometria
locale e globale, i fattori cambiano in un
Piede del
cordone
a)
b)
caso di flessione pura rispetto a un caso
di trazione pura [9]. In relazione al
valore del raggio di controllo R0, questo
è stato determinato riesaminando statisticamente centinaia di dati sperimentali
relativi a giunti ottenuti con i più comuni
procedimenti di saldatura ad arco. Per i
giunti saldati in acciaio da costruzione si
ha un raggio di controllo R 0=0.28 mm,
che scende a R 0 =0.12 mm nel caso di
giunti in lega leggera [6,7].
L’utilizzo del valore medio della densità
di energia di deformazione in combinazione con un’ipotesi di deformazione
piana, giustifica appieno l’utilizzo di un
criterio lineare elastico anche nella fatica
a medio termine. È stato infatti dimostrato da Lazzarin e Zambardi [10] come
sia possibile estendere a un volume
finito che abbraccia l’apice di un intaglio
a V non raccordato il criterio di Glinka e
Moski [11,12] inizialmente formulato
come criterio di punto valido solo per
l’apice di un intaglio raccordato: l’energia di deformazione nel volume di controllo non cambia in condizioni di snervamento localizzato (“small scale
yielding”) rispetto all’ipotesi lineare elastica.
Il valore di R 0 per gli acciai strutturali
saldati è stato ottenuto utilizzando in
combinazione due valori medi sperimentali relativi a 5x10 6 cicli e un rapporto
nominale di ciclo R=0.
Figura 1 - Volume (area) di controllo
posizionato al piede e alla radice dei cordoni
di saldatura (a); sistema di coordinate polari
e componenti di tensione.
P. Lazzarin et al. - Verifiche a fatica di giunti saldati mediante criteri locali: un confronto tra il criterio, ecc.
Introduzione
Per valutare (stimare) la resistenza a
fatica ad alto numero di cicli di giunti
saldati di diversa geometria Radaj [1]
suggerì l’utilizzo delle tensioni efficaci
dovute all’intaglio (‘effective notch
stresses’), calcolate dopo avere introdotto un raggio di raccordo fittizio
ρ f = 1.0 mm al piede e alla radice dei
cordoni di saldatura. Il valore di tale
raggio, valido per i comuni acciai da costruzione a bassa resistenza, è stato determinato da Radaj utilizzando l’espressione di Neuber ρ f = ρ + s ρ *. Stime in
favore di sicurezza basate su un raggio di
raccordo reale ρ =0 e su una lunghezza
microstrutturale ρ *=0.4 mm (per ‘cast
iron’), in combinazione con un fattore di
multiassialità s = 2.5, si sono dimostrate
realistiche per giunti saldati in acciaio
strutturale con nucleazione e propagazione delle cricche di fatica a partire dal
piede o dalla radice dei cordoni di saldatura [2].
Utilizzando nelle valutazioni di resistenza
a fatica delle unioni saldate il criterio
basato sui fattori generalizzati di intensificazione delle tensioni (“Notch Stress Intensity Factors”, o NSIF), così come formalizzato da Lazzarin e Tovo [3], il piede
del cordone è modellato con un intaglio a
V non raccordato (“sharp V-notch”,
ρ = 0) e le distribuzioni locali di tensione
nelle sezioni piane trasversali sono date in
funzione dei fattori generalizzati di intensificazione delle tensioni di Modo I e di
Modo II, qui nel seguito indicati con i
simboli K1 e K2. Questi fattori esprimono
l’intensità delle distribuzioni di tensione
asintotiche in accordo con la soluzione
teorica ottenuta da Williams, valida nell’ipotesi di tensione o deformazione piana
[4]. Nei casi in cui si possa assumere in
corrispondenza del piede dei cordoni di
saldatura un angolo di 135 gradi, che è
certamente il valore più comune nei
giunti a cordone d’angolo, solo il contributo di Modo I è singolare mentre quello
di Modo II non lo è (si ricorda infatti che
il contributo di Modo II è singolare solo
520 Riv. Ital. Saldatura - n. 4 - Luglio / Agosto 2007
P. Lazzarin et al. - Verifiche a fatica di giunti saldati mediante criteri locali: un confronto tra il criterio, ecc.
Numero di cicli a rottura, N
Riv. Ital. Saldatura - n. 4 - Luglio / Agosto 2007 521
Figura 5 - Resistenza a fatica di giunti saldati
testa a testa e di giunti con cordone d’angolo
in lega leggera, in funzione del valore medio
della densità di energia di deformazione
[13]; banda di dispersione tratta dalla
referenza [8].
Cicli a rottura, N
vivenza PS=10% e PS=90%, in perfetto
accordo con la banda S-N normalizzata
di Haibach [14]. Più recentemente, è
stato anche dimostrato dagli scriventi
come la banda di dispersione evidenziata
nella Figura 3 possa essere applicata
anche ai giunti saldati testa a testa in
acciaio [13], come documentato nella
Figura 4.
Nel caso invece di giunti in lega leggera
(Fig. 5), il raggio del volume di controllo
diminuisce (R 0 =0.12mm) mentre
aumenta la pendenza inversa k della
banda di dispersione (k=2.0 contro k=1.5
dei giunti saldati in acciaio).
Figura 3 - Resistenza a fatica di giunti saldati in acciaio a cordone
d’angolo, a croce e a T, in funzione del valore medio della densità di
energia di deformazione; banda di dispersione definita da valore
medio ± 2 deviazioni standard; piatti principali di spessore t variabile
tra 6 e 100 mm; piatti trasversali di spessore variabile tra 3 e 220 mm;
innesco delle cricche di fatica in corrispondenza del piede o della
radice dei cordoni di saldatura, figura tratta dalle referenze [8,13].
non portante e rotture finali innescate sia
al piede sia alla radice dei cordoni è mostrata nella Figura 3 [8,13]. In tutti i casi
considerati, il piede dei cordoni era modellato come un intaglio a V non raccordato, ρ = 0, che diventa semplicemente
una cricca nel caso della radice dei
cordoni.
La Figura 3 evidenzia come l’indice di
dispersione T W , relativo a due diverse
probabilità di sopravvivenza, PS=2.3% e
P S =97.7 %, sia pari a 3.3. Comunque,
l’indice di dispersione diventa 1.50 se riconvertito in termini di range della tensione locale e alle probabilità di soprav-
Distanza lungo la bisettrice, r [mm]
Figura 2 - Componenti di tensione di Modo I
(σθ e σr) e di Modo II (τrθ) lungo la bisettrice
dell’intaglio.
In particolare:
• il valore ΔK1 =211 MPa(mm)0.326 per
giunti a croce con angolo di apertura
2 α = 135° al piede dei cordoni; il
range in questione rappresenta un
valore medio ottenuto da giunti sollecitati con un rapporto nominale di
ciclo R=0;
• un range di tensione nominale
ΔσA=155 MPa (R=0, Pf=50%) relativo
a giunti saldati testa a testa con cordone rasato (per vari acciai da costruzione).
Una sintesi estesa a circa 650 dati sperimentali, principalmente tratti da giunti a
croce con cordone d’angolo portante e
Cicli a rottura, N
Figura 4 - Resistenza a fatica di giunti saldati
testa a testa in acciaio in funzione del valore
medio della densità di energia di
deformazione [13]; confronto con la banda
di dispersione della Figura 3.
Valore medio della densità di energia di deformazione
Valore medio della densità di energia di deformazione
Componenti di tensione/tensione nominale
Valore medio della densità di energia di deformazione
fattori di intensificazione delle tensioni è
dedicato l’intero capitolo 7, pagine 296333 del libro). Quando il raggio di raccordo ρ è posto pari a zero, gli NSIF
quantificano l’intensità delle distribuzioni asintotiche presenti vicino all’apice dell’intaglio a V (punto di singolarità).
Usando un sistema di coordinate polari
(r, θ) avente l’origine centrata sull’apice
dell’intaglio a V (come già evidenziato
nella Figura 1), i fattori generalizzati di
intensificazione delle tensioni di Modo I
e Modo II possono essere definiti, in
accordo con Gross e Mendelson [16],
nella forma seguente:
(1)
Lungo la bisettrice dell’intaglio (θ=0), le
componenti di tensione σ θθ e σ rr sono
disaccoppiate dalla componente τ rθ : le
prime due dipendono dal campo di tensione di Modo I, la terza da quello di
Modo II. La Figura 2 mostra l’andamento delle tensioni lungo la bisettrice
dell’intaglio laterale a V con angolo di
apertura di 135 gradi. Per una distanza
dall’apice dell’intaglio superiore a un
decimo dello spessore, le tensioni
seguono una variazione lineare in un
diagramma con scale doppie logaritmiche.
Le tensioni σ θθ e σ rr hanno un grado di
singolarità che coincide esattamente con
quello teorico previsto dalla soluzione di
Williams ( λ 1 – 1 = -0.326). La componente τ r θ è invece non singolare, e la
I parametri e1 ed e2 dipendono dall’angolo di apertura dell’intaglio 2α , dall’ipotesi di rottura e dal rapporto di
Poisson v del materiale [8]. Per alcuni
angoli, la Tabella I riporta i valori dei
parametri nella relazione (2).
Con v=0.3, e 1 vale 0.117 quando
2 α =135° e 0.133 quando 2 α =0. Nel
secondo caso, che caratterizza la radice
dei cordoni di saldatura, anche la distribuzione di Modo II è singolare.
Il raggio di controllo mostrato nella
Figura 3 era stato valutato usando la seguente relazione [5-8]:
(2)
pendenza, in accordo con la soluzione
teorica, vale λ2– 1 = -0.302.
Determinati i fattori K1 e K2 utilizzando
le relazioni (1), tutte le tensioni presenti
in un generico punto appartenente alla
zona governata dalla singolarità posso
essere espresse in funzione di K1 e K2. In
campo lineare elastico tensioni e deformazioni sono, come ben noto, legate fra
loro dalle equazioni di Lamè. È quindi
possibile esprimere la densità di energia
di deformazione in qualunque punto
prossimo al vertice dell’intaglio e
mediare poi la densità di energia nel
volume di controllo posto al piede o alla
radice dei cordoni di saldatura, come già
evidenziato nella Figura 1.
In sintesi, considerando condizioni di
deformazione piana, la densità di
energia di deformazione mediata nel
settore circolare di raggio R0 vale:
P. Lazzarin et al. - Verifiche a fatica di giunti saldati mediante criteri locali: un confronto tra il criterio, ecc.
È interessante notare come, riaggiornando
il raggio R0, il valore medio della densità
di energia di deformazione resti praticamente invariato rispetto a quello dei giunti
saldati in acciaio. Una valutazione accurata degli NSIF richiede modelli agli elementi finiti con maglia molto fine in modo
da poter seguire i forti gradienti di tensione presenti nelle zone prossime ai punti
di singolarità; al contrario, il valore medio
della densità di energia di deformazione
sul volume di controllo può essere determinato accuratamente anche utilizzando
modelli a maglia larga [15]. Questo fatto
può giocare un ruolo essenziale per l’applicabilità del metodo ai componenti di
geometria complessa. In questo contributo, verranno analizzati in termini di
valore medio della densità di energia di
deformazione alcuni modelli di giunti a
croce già analizzati in passato da Radaj
[1] usando il criterio dell’arrotondamento
fittizio dell’intaglio (“fictitious notch
rounding”). Qui invece le regioni al piede
e alla radice dei cordoni di saldatura
vengono modellate come intagli a V non
raccordati. I relativi fattori di resistenza a
fatica Kf vengono messi a confronto mostrando una ottima corrispondenza fra i
due metodi.
Inquadramento analitico
Il grado di singolarità dei campi di tensione indotti da intagli a V a spigolo vivo
fu analizzato per la prima volta da Williams [4] con riferimento a casi piani in
presenza di sollecitazioni di Modo I e
Modo II (per maggiori dettagli si veda la
Ref. [2], dove al criterio basato sui
π/3
π/6
π/12
0
2α [rad]
0.5445
0.5122
0.5014
0.5002
0.5000
λ1
1.1489
0.9085
0.7309
0.5982
0.5453
0.5000
λ2
0.117
0.130
0.146
0.150
0.145
0.140
0.134
0.112
0.129
0.168
0.215
0.273
0.306
0.341
TABELLA I - Valori dei parametri presenti nell’equazione (2); e 1 ed e 2 ottenuti in ipotesi di deformazione piana utilizzando
l’ipotesi di Beltrami (criterio della densità di energia di deformazione totale) e un rapporto di Poisson v=0.3.
π/2
0.6157
1.3021
e2
2π/3
0.6736
e1
3π/4
522 Riv. Ital. Saldatura - n. 4 - Luglio / Agosto 2007
(3)
tire a posteriori il valore della densità di
energia locale ricavato direttamente dai
modelli FEM al corretto volume di controllo usando la semplice espressione:
Risultati delle analisi numeriche
e discussione
Geometria e condizioni di sollecitazione
dei giunti a croce e dei giunti a T con
cordone portante e non portante sono
mostrati nella Figura 6. Due diversi tipi
di reticolo sono stati disegnati per valutare la densità di energia di deformazione nel settore circolare posto in corrispondenza del piede e della radice dei
cordoni.
Le analisi numeriche sono state effettuate ipotizzando uno stato di deformazione piana.
Le mesh di tipo A erano molto fitte (con
circa 75000 nodi e 24000 elementi finiti,
principalmente quadrilateri a 8 nodi),
con le caratteristiche tipiche delle mesh
utilizzate nelle valutazioni dei fattori generalizzati di intensificazione delle tensioni; le mesh di tipo B erano, al contra-
a)
Piede del
cordone
Radice del
cordone
Figura 7 - Reticolo a maglia larga (mesh di
tipo B) usato nelle analisi agli elementi finiti;
volume di controllo al piede (a) e alla radice
del cordone (b) per la valutazione della
densità di energia di deformazione (settore
circolare e circonferenza con R*=1 mm).
b)
Consideriamo dapprima i risultati relativi al piede dei cordoni. Le mesh di tipo
A e quelle di tipo B danno risultati in
ottima corrispondenza, con differenze
non superiori al 2.5%. Questo significa
che è possibile ottenere risultati relativi
all’energia di deformazione mediata nel
volume di controllo anche utilizzando
mesh rade, assolutamente non idonee
alla valutazione dei fattori di intensificazione delle tensioni K1 e K2. Molto soddisfacente è anche il confronto con i
valori di Kf ottenuti da Radaj in Ref. [1]
con il raggio di raccordo fittizio, sulla
base di accurate analisi agli elementi al
contorno. La differenza massima percentuale è pari al 5% (caso D). Ha
trovato quindi una precisa conferma
l’idea di una stretta corrispondenza tra i
due metodi. È importante infine osservare come un incremento di R 0 da
0.15 mm a 0.28 mm (il valore già sugge-
(5)
rio, piuttosto rade, con soli 10 o 16 elementi finiti per modellare il settore circolare con raggio R*=1 mm (Fig. 7).
I valori di K f ottenuti dalle analisi agli
elementi finiti sono riportati nella
Tabella II, assieme con quelli già
presentati da Radaj nella referenza [1];
tutti i valori sono suddivisi in funzione
dell’intaglio di interesse (punti t, b
oppure r).
P. Lazzarin et al. - Verifiche a fatica di giunti saldati mediante criteri locali: un confronto tra il criterio, ecc.
dove i parametri di resistenza a fatica
Δ σ A e Δ K 1 A ( P f = 5 0 % ) va l i d i a
N A =5x10 6 cicli a rottura erano stati ricavati dalla letteratura. Al fine di rendere
più agevole un confronto diretto con i
valori di Kf forniti dal criterio di Radaj,
si è considerato qui un raggio di raccordo ridotto, R 0=0.15 mm, corrispondente a un valore di riferimento
Δσ A =190 MPa, aumentato rispetto al
valore utilizzato nella relazione (3). Il
fattore di riduzione della resistenza a
fatica basato sulla densità media di
energia di deformazione nel volume di
controllo può essere espresso nella
forma seguente:
(4)
In questa relazione ΔWnom rappresenta il
valore nominale della densità di energia
di deformazione in condizioni di deformazione piana (con ΔσA=190 MPa). Assumendo un raggio del volume di controllo R* maggiore di R 0 (per esempio,
R*=1 mm, con l’obiettivo di ridurre il
numero di gradi di libertà dei modelli
agli elementi finiti), è possibile riconver-
Figura 6 - Geometria dei giunti saldati a
croce analizzati con il metodo degli elementi
finiti; designazioni originali (D)-(P) tratte
dalla Referenza [1]; piede e radice dei
cordoni di saldatura modellati come intagli a
V non raccordati (in corrispondenza dei
punti p e t) o come cricche (punto r) nella
valutazione della densità di energia di
deformazione locale.
Riv. Ital. Saldatura - n. 4 - Luglio / Agosto 2007 523
P. Lazzarin et al. - Verifiche a fatica di giunti saldati mediante criteri locali: un confronto tra il criterio, ecc.
TABELLA II - Confronto fra i fattori di resistenza a fatica valutati sulla base della densità di energia di deformazione (SED) con
R0=0.15 mm e quelli basati sul raggio di raccordo fittizio, già riportati nella referenza [1]. I valori ottenuti come la mesh rada
di tipo B (con R*=1 mm) sono stati riconvertiti al raggio R0=0.15 mm mediante la relazione (5).
Kfb,W
Kfb
Kfr,W
Kfr
Radice del cordone,
punto r
Kfb,W
Piede del cordone,
punto b
Kft
Piede del cordone,
punto t
Kft,W
1.77
Kft,W
2.45
4.03
1.65
1.56
Ref. [1]
2.50
3.95
/
1.66
Mesh B
4.50
/
/
4.51
Ref. [1]
4.34
/
/
4.31
Mesh B
4.40
/
2.45
4.42
Mesh A
3.13
3.30
2.40
2.68
2.33
Ref.[1]
3.09
2.16
3.13
2.41
2.67
5.79
Mesh B
3.08
5.60
3.17
E
2.66
5.61
Mesh A
L
3.14
D
M
3.15
diverso, Δσ A =155 MPa (P s =50%,
N=5x106 cicli), che diventava ΔσA=210
MPa (Ps=50%, N=2x106 cicli) considerando una pendenza inversa k=3 per i
giunti saldati a cordone rasato.
Il fattore di riferimento diventa quindi
300/210=1.43 essendo 300=240/0.8 il
valore ottenuto per il materiale base passando da una Ps=10% a Ps=50%. Queste
differenze nei valori di resistenza a fatica
di riferimento meritano ulteriori approfondimenti.
3.12
[1]
[2]
[3]
[4]
[5]
[6]
[7]
[8]
[9]
➠ segue
Radaj D.: «Design and analysis of fatigue resistant welded structures»,
Abington Publishing, Cambridge 1990.
Radaj D., Sonsino C.M., Fricke W.: «Fatigue assessment of welded joints by
local approaches», Woodhead Publishing, Cambridge, 2006, 2nd edn.
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Williams M.L. (1952): «Stress singularities resulting from various boundary conditions in angular corners of plates in extension», J Appl Mech 19, pp. 526-528.
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predict the static and fatigue behaviour of components with sharp V-shaped
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Lazzarin P., Lassen T., Livieri P. (2003): «A notch stress intensity approach
applied to fatigue life predictions of welded joints with different local toe
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Lazzarin P., Livieri P. (2003): «Una sintesi della resistenza a fatica di giunti
saldati in acciaio e lega leggera in funzione dell’energia di deformazione al piede
e alla radice dei cordoni», Rivista Italiana della Saldatura, n. 5, pp. 627-634.
Livieri P., Lazzarin P. (2005): «Fatigue strength of steel and aluminium
welded joints based on generalised stress intensity factors and local strain
energy values», Int J Fract 133, pp. 247-276.
Lazzarin P. (1999): «Effetto della flessione sui campi di tensione e sulla
resistenza a fatica di giunti saldati», Rivista Italiana della Saldatura, n. 2,
pp. 137-143.
Bibliografia
possibili alcuni aggiustamenti mirati.
In parallelo, si osserva come nella prima
proposta [5] del metodo basato sulla
densità di energia di deformazione è
stato usato il valore Δσ A =160 MPa
(Ps=97.7%) a N=2x106 cicli, come suggerito dall’Eurocodice 3 per il materiale
base non saldato, comportando quindi
un fattore 225/160=1.41 relativo alle resistenze a fatica di riferimento. Successivamente, nelle referenze [6,7] già citate
in precedenza, si è utilizzato un valore
P
rito nelle referenze [5-8]), provocherebbe una diminuzione di KfW in accordo
con l’equazione (4), con un fattore di riduzione costante per tutti i casi e pari a
1.226. In parallelo, come conseguenza
diretta dell’incremento di R0, il range di
resistenza a fatica di riferimento ΔσA diminuirebbe da 190 MPa a 155 MPa, con
un rapporto tra i due range che è ancora
esattamente pari a 1.226. È quindi evidente che le previsioni di resistenza a
fatica fatte in accordo con il criterio del
valore medio della densità di energia di
deformazione non cambiano se si aggiornano contemporaneamente R 0 e
ΔσA.
Consideriamo infine i risultati relativi
alle radice dei cordoni di saldatura,
punto r. Per brevità, il confronto si limita
qui ai risultati riportati nelle referenze
[1] e quelli ottenuti con le mesh di tipo
B. Le ultime due colonne della Tabella II
mostrano come le differenze tra Kfr,W e
Kfr siano leggermente maggiori rispetto
a quelle riscontrate al piede dei cordoni,
con una differenza percentuale che
oscilla tra il +6% (caso M) e il -7% (caso
P). I due metodi continuano a dare previsioni che, seppure non coincidenti, sono
comunque in ottimo accordo fra loro.
In conclusione, si può dire che una più o
meno completa corrispondenza dei
fattori teorici di riduzione della resistenza a fatica si ottiene introducendo il
valore ΔσA=190 MPa come resistenza di
riferimento per entrambi i metodi.
Nel metodo del raggio di raccordo fittizio i valori ΔσA=240 MPa (con probabilità di sopravvivenza P s=90%) [1, 2] o
Δσ A =225 MPa (P s =97.7%) [17] a
N=2x10 6 cicli sono ormai sufficientemente ben stabiliti in ambito IIW, ma ciò
non significa che non siano in futuro
524 Riv. Ital. Saldatura - n. 4 - Luglio / Agosto 2007
P. Lazzarin et al. - Verifiche a fatica di giunti saldati mediante criteri locali: un confronto tra il criterio, ecc.
[10] Lazzarin P., Zambardi R. (2002): «The equivalent strain energy density approach reformulated and applied to sharp V-shaped notches», Fatigue Fract
Engng Mater Struct 25, pp. 917-928.
[11] Glinka G., Molski K. (1981): «A method of elastic-plastic stress and strain
calculation at a notch root». Mater, Sci. Engng. 50, pp. 93-100.
[12] Glinka G. (1985): «Energy density approach to calculation of inelastic strainstress near notches and cracks», Engng Fract Mech 22, pp. 485-508.
[13] Lazzarin P., Berto F., Radaj D. (2006): «Uniform fatigue strength of butt and
fillet welded joints in terms of the local strain energy density», Proc. 9th International Fatigue Congress, IFC9, Atlanta, USA, 2006. (Organised by Elsevier). On CD Rom.
[14] Haibach E.: «Service fatigue strength - methods and data for structural analysis» (in German), Springer Verlag, Berlin 2002.
[15] Lazzarin P., Berto F.: «Control volumes and strain energy density under small
and large scale yielding due to tensile and torsion loading», submitted, to
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[16] Gross R., Mendelson A. (1972): «Plane elastostatic analysis of V-notched
plates», Int J Fract Mech 8, pp. 267-276.
[17] Hobbacher A. (Ed.): «Fatigue design of welded joints and components»,
Abington Publishing, Cambridge 2005 (updated edn.).
Paolo LAZZARIN, Professore ordinario di Costruzione di Macchine presso la Facoltà di Ingegneria dell’Università di Padova (Sede di Vicenza). Svolge la sua attività di ricerca nell’ambito
della analisi strutturale, con particolare riferimento agli effetti di intaglio e al comportamento a
fatica di componenti meccanici. Insegna “Costruzione di macchine” nel corsi di laurea triennali in Ingegneria Gestionale e Ingegneria Meccanica e “Danneggiamento e Meccanica della
frattura” nella laurea specialistica di Ingegneria Meccanica. Da alcuni anni fa parte del comitato editoriale della Rivista “Fatigue and Fracture of Engineering Materials and Structures”.
È autore di circa 150 articoli scientifici pubblicati in Italia e all’estero.
Filippo BERTO, laureato in Ingegneria Gestionale all’Università di Padova, ha ottenuto il titolo
di Dottore di ricerca in “Progetto e costruzione di macchine” godendo di una borsa di dottorato
della Paioli S.p.A. di Bologna. Ha recentemente preso servizio come ricercatore presso l’Università di Padova. Si occupa di effetti di intaglio e resistenza statica e a fatica di componenti
strutturali.
Dieter RADAJ, Professore Emerito di Ingegneria Meccanica all’Università Tecnica di
Braunschweig, (Germania) e già Senior Research Manager alla DaimerChrysler di Stoccarda.
Ha presieduto numerose Commissioni internazionali su temi di ricerca e sviluppo nel campo
delle strutture saldate e della progettazione dei veicoli. È autore di 14 volumi sulla meccanica
dei materiali e la progettazione a fatica, due dei quali tradotti anche in cinese. Ricordiamo qui
solo i libri più noti:
• D. Radaj: Design and analysis of fatigue resistant welded structures, Abington Publishing,
Cambridge 1990.
• D. Radaj: Welding residual stresses and distorsion. DVS-Verlag, Düsseldorf, 2003.
• D. Radaj: Ermüdungsfestigkeit. Springer, 2003, 2nd edn.
• D. Radaj, C.M. Sonsino, W. Fricke; Fatigue assessment of welded joints by local approaches.
Woodhead Publishing, Cambridge, 2006, 2nd edn.
Quest’ultimo volume contiene circa 1000 riferimenti bibliografici, 50 dei quali relativi a lavori
di ricercatori italiani. È inoltre autore di circa 200 articoli prevalentemente orientati alle previsioni di resistenza dei componenti strutturali, alla teoria dell’elasticità, alla meccanica della
frattura, all’effetto di intaglio, alla progettazione delle unioni saldate, alla valutazione delle tensioni residue e delle distorsioni indotte da saldatura.
Riv. Ital. Saldatura - n. 4 - Luglio / Agosto 2007 525
International Institute of Welding
For the respective test method, “key
headlines” will be followed in order to
obtain rapid information about the intention of a certain test method and its applicability for weldments.
The “key headlines” are Materials, Test
solution, Procedure and Weldments.
The forms of corrosion considered are:
•
•
•
•
•
•
•
•
C.O. Pettersson *
T. Boellinghaus **
T. Kannengiesser **
General corrosion
Pitting corrosion
Intergranular corrosion
Crevice corrosion
Stress corrosion
Corrosion fatigue
Galvanic corrosion
Field testing.
KEYWORDS: Austenitic stainless steels; Carbon steels; Corrosion; Corrosion tests; Crevice corrosion; Duplex stainless steels; Fatigue strength;
Galvanic corrosion; Intergranular corrosion; Low alloy steels; Mechanical
properties; Nickel alloys; Pitting corrosion; Stainless steels; Stress corrosion; Unalloyed steels; Welded joints; Weld metal.
This document has been produced by experts in the field of corrosion
testing and corrosion resistant alloys under the auspices of sub-commission IX-H of the International Institute of Welding (IIW). It is intended to be a useful reference guide to standardised corrosion tests,
listed in numerous national and international standards. Most corrosion tests were originally developed to assess various corrosion properties of parent metals and alloys. Many of these tests have been modified or adapted for use with weld metals and welded joints and this
document is designed to act as a summary of the features of the
various tests in the context of welds and welded joints. It is not intended to be a text book on corrosion testing but it is hoped that it will
prove to be a useful aid to welding engineers and materials engineers
who are not corrosion specialists in their own right. It is important to
recognise that this document is a summary of published standards
and should not be used as a substitute for such standards.The user is
strongly advised to refer to the original standards to confirm precise
and specific details.
Summary
C o r ro s i o n t e s t i n g
o f w e l d s , a rev i ew
o f m e t h o d s ( °)
1. Introduction
A number of tests are used to establish
the corrosion resistance of stainless
steels and nickel alloys. Several methods
are found in national and international
standards but procedures are also employed that are specific for individual
laboratories and for manufacturers of
corrosion resistant alloys.
This document is a statement of different
common standards and methods used for
corrosion testing of stainless steels and
nickel alloys, with particular emphasis
on weldments and weld metal. Since
welding is a major joining method for
fabrication of equipment, weldments
should be included as much as possible
in test programmes. It concentrates on
wet corrosion environments and does
not cover high temperature corrosion in
gaseous environments. It is also important to bear in mind that accelerated corrosion tests give indicative results only.
The expression “as welded” in this document, refers to a non post weld heat
treated weldment for which slag and
oxides have been removed.
(°) Doc. IIW-1804-07 (ex-doc. IX-2197-06/IX-H635-06) recommended for publication by
Commission IX “Behaviour of metals subjected
to welding”.
* Sandvik Materials Technology, (Sweden).
** Federal Institute for Materials Research and
Testing BAM, (Germany).
Riv. Ital. Saldatura - n. 4 - Luglio / Agosto 2007 529
ASTM G 1: Standard Practice
for Preparing, Cleaning and
Evaluating Corrosion Test
Specimens
Bare solid metal spe- To be selected
cimens
Bare solid metal spe- Not applicable
cimens
Comments
3.1.1.
ASTM G 31: Standard Practice for Laboratory Immersion
Corrosion Testing of Metals
H2SO4’ 5 – 50%
Solution
3.1.1
JIS G 0591: Method of sulphu- Stainless steels
ric acid test for stainless steels
Fourteen environments that are Suitable for weldments in as-welded
described in the standard
condition. Can also be used with
other environments than those given
in the standard. Most used standard
for testing general corrosion
Materials
C.O. Pettersson et al. - Corrosion testing of welds, a review of methods
Standard
2. List of standards
Nr
3.1.2
ASTM G 157: Standard Guide Wrought iron – and
for Evaluating the Corrosion
nickel alloys
Properties of Wrought Iron–
and Nickel-Based Corrosion
Resistant Alloys for the Chemical Process Industries
3.1 General corrosion
3.1.3
Wrought iron – and
nickel-based alloys
Fourteen corrosive environIntended for as-manufactured and asments consisting of four inorwelded specimens in corrosive
ganic acids, two organic acids, systems
sodium hydroxide and two acid
mixtures
6% FeCl3 solution
ASTM G 48: Standard Test
Bare solid metal spe- 6% FeCl3 solution and
Methods for Pitting and
cimens
6% FeCl3 + 1% HCl solution
Crevice Corrosion Resistance
of Stainless Steels and Related
Alloys by use of Ferric Chloride Solution
Same as for 4.2.1
Suitable for weldments
Suitable for weldments
3.1.4
MTI-1 Test Method: Laboratory Testing of Iron – and
Nickel-Based Alloys for Corrosion Resistance in Selected
Media
3.2.1
JIS G 0578: Method of ferric
Stainless steels
chloride rest for stainless steels
Can be used for weld metal and weldments. Not as suitable as 4.2.4
3.2 Pitting corrosion
3.2.2
Chloride environment
Suitable for weldments. Can be used
on as-welded surfaces
Can be used for all-weld-metal and
weldments. As-welded or post weld
treated
3.2.3e
ASTM G 61: Standard Test
Iron-, nickel-, or
Method for Conducting Cyclic cobalt-alloys
Potentiodynamic Polarization
Measurements for Localized
Corrosion Susceptibility of
Iron-Nickel-, or Cobalt-Based
Alloys
1M NaCl
3.2.4e
Austenitic stainless
steels, Duplex (Austenitic-Ferritic)
stainless steels and
other related alloys
Guidance in examination and evaluation of pits
ASTM G 150: Standard
Method for Electrochemical
Critical Pitting Temperature
Testing of Stainless Steels
Not applicable
3.2.5
ISO 11463: Corrosion of
General metals and
metals and alloys – Evaluation alloys
of pitting corrosion
1M NaCl
3.2.6e
Suitable for weldments. Can be used
on as welded surfaces. ASTM G150
is more referred to
ISO 17864: Determination of
the critical pitting temperature
under potentiostatic control
Austenitic stainless
steels, Duplex (Austenitic-Ferritic)
stainless steels and
other related alloys
6% FeCl3 solution
Duplex (AusteniticFerritic) stainless
steels
3.2.7
ASTM A 923-C: Ferric chloride corrosion test for classification of structures of duplex
stainless steels
Not to be confused with ASTM G 48.
This method does not determine the
critical pitting temperature. It is designed solely for detection of detrimental intermetallic phases in duplex
stainless steels
530 Riv. Ital. Saldatura - n. 4 - Luglio / Agosto 2007
Nr
Standard
C.O. Pettersson et al. - Corrosion testing of welds, a review of methods
3.3.5
3.3.4
3.3.3
3.3.2
3.3.1
ISO 3651-1: Determination of Austenitic and auste- HNO3 65%
resistance to intergranular cor- nitic-ferritic stainless
rosion of stainless steels –
steels
Part.1: Austenitic and ferritic –
austenitic (duplex) stainless
steels – Corrosion test in nitric
acid medium by measurement
of loss in mass
ASTM A 262 Practice F:
Copper – Copper Sulphate –
50% Sulphuric Acid Test for
Determining Susceptibility to
Intergranular Attack in Austenitic Stainless Steels
ASTM A 262 Practice E:
Copper – Copper Sulphate –
16% Sulphuric Acid Test for
Detecting Susceptibility to Intergranular Attack in Austenitic Stainless Steels
ASTM A 262 Practice C:
Nitric Acid Test for Detecting
Susceptibility to Intergranular
Attack in Austenitic Stainless
Steels
Austenitic stainless
steels
Austenitic stainless
steels
Austenitic stainless
steels
ASTM A 262 Practice B:
Austenitic stainless
Ferric Sulphate-Sulphuric
steels
Acid Test for detecting susceptibility to Intergranular Attack
in Austenitic Stainless Steels
Method A:
16% H2SO4 + CuSO4
Method B:
35% H2SO4 + CuSO4
Method C:
40% H2SO4 + CuSO4
10% CuSO4 + 50% H2SO4
6% CuSO4 + 16% H2SO4
HNO3 65%
Approximately 3%
Fe2(SO4)3 and 50% H2SO4
Suitable method for weld metal and
weldments
Suitable method for weld metal and
weldments
Corresponds to 4.3.2. Suitable
method for weld metal and elements
for use in strongly oxidizing environments
Suitable method for weld metal and
weldments
Suitable method for weld metal and
weldments
Suitable method for weld metal and
weldments for use in strongly oxidizing environments
Suitable method for weld metal and
weldments
Comments
3.3.6
ISO 3651-2: Determination of
resist. to intergran. corrosion
of stainless steels – Part 2: Ferritic, austenitic and ferritic-austenitic (duplex) stainless
steels – Corrosion test in
media containing sulphuric
acid
50% H2SO4 + 4% Fe2(SO4)3
Conform to 4.3.2. Suitable method
for weld metal and elements for use
in strongly oxidizing environments
Solution
3.3.7
JIS G 0572: Method of ferric
Austenitic stainless
sulphate-sulphuric acid test for steels
stainless steels
65% HNO3
May be used for weldments and weld
metal
Materials
3.3.8
JIS G 0573: Method of 65%
HNO3 acid test for stainless
steels
10% HNO3 + 3% HF
3.3 Intergranular corrosion
3.3.9
JIS G 0574: Method of nitric- Molybdenumhydrofluoric acid test for stain- bearing austenitic
less steels
stainless steels
Conform to 4.3.6. Suitable method
for weld metal and weldments
Austenitic stainless
steels
Ferritic, austenitic
and austenitic-ferritic (duplex) stainless
steels
3.3.10
JIS G 0575: Method of copper Ferritic, austenitic
sulphate-sulphuric acid test for and austenitic-ferristainless steels
tic (duplex) stainless
steels
Similar to 4.3.5 and 4.3.6. Suitable
method for weld metal and weldments
Method A:
16% H2SO4 + CuSO4
Method B:
35% H2SO4 + CuSO4
Method C:
40% H2SO4 + CuSO4
3.3.11
GOST 6032: Methods for determination of intercrystalline
corrosion resistance
Austenitic, austenitic-martensitic, austenitic-ferritic, and
ferritic stainless
steels
Riv. Ital. Saldatura - n. 4 - Luglio / Agosto 2007 531
Comments
Suitable method for weld metal and
weldments
Solution
ASTM A 763: Standard Practi- Ferritic stainless
ces for Detecting Susceptibisteels
lity to Intergranular Attack in
Ferritic Stainless Steels
Method W:
Oxalic acid
Method X:
Fe2(SO4)3 + H2SO4
Method Y:
H2SO4 50% + CuSO4
Method Z:
H2SO4 16% + CuSO4
Suitable method for weld metal and
weldments
Materials
ISO 9400: Nickel-based alloys Nickel alloys
– Determination of resistance
to intergranular corrosion
Method A:
H2SO4 + Fe2(SO4)3
Method B: H2SO4 + CuSO4
Method C: HCl
Method D: HNO3
Can be used on weldments and weld
metal
Nickel alloys
ASTM G 48: Standard Test
Stainless steels and
6% FeCl3 solution and
Methods for Pitting and
nickel-based chro6% FeCl3 + 1% HCl solution
Crevice Corrosion Resistance mium-bearing alloys
of Stainless Steels and Related
Alloys by use of Ferric Chloride Solution
Can be used for welds when reinforcements are removed. Flat specimens
needed to get a well defined crevice
Can be used for welds when reinforcements are removed. Flat specimens
needed to get a well defined crevice
Austenitic stainless
steels
3.4.1
Chloride-containing aqueous
solutions including seawater
Can be used for weld metal and weldments
Fe2(SO4)3 + 50% H2SO4
Standard
C.O. Pettersson et al. - Corrosion testing of welds, a review of methods
Nr
3.3.12
3.3.13
3.3.14
ASTM G 28: Standard Test
Methods of Detecting Susceptibility to Intergranular Corrosion in Wrought, Nickel-Rich,
Chromium-Bearing Alloys
3.3.15e GOST 9.914: Electrochemical
methods for determination of
intercrystalline corrosion resistance
3.4.2
ASTM G 78: Standard Guide Iron and nickel
for Crevice Corrosion Testing alloys
of Iron-Base and Nickel-base
Stainless Alloys in Seawater
and other Chloride Containing
Aqueous Environments
3.4 Crevice corrosion
3.4.3
Can be used for welds when reinforcements are removed. Flat specimens
needed to get a well defined crevice
3.5.2
3.5.1
ISO 7539-2: Preparation and
use of bent beam specimens
ISO 7539-1: General guidance
on testing procedures
Metals and alloys
Metals and alloys
ASTM G 36: Standard PracStainless steels
tice for Evaluating Stress-Corrosion-Cracking Resistance of
Metals and Alloys in a Boiling
Magnesium Chloride Solution
To be selected
To be selected
Can be used on weldments. Not suitable for certain alloys. 4.5.8 is then a
better choice
MTI-2 Test Method: LaboraWrought iron – and 6% FeCl3 solution
tory Testing of Iron- and
nickel – based alloys
Nickel-Based Alloys for Relative Resistance to Crevice Corrosion in a 6% Ferric Chloride
(FeCl3) Solution
3.5.2
ISO 7539-3: Preparation and
use of U-bend specimens
To be selected
3.5 Stress corrosion
3.5.2
Metals and alloys
45% MgCl2
3.5.2
ISO 7539-4: Preparation and
use of uniaxially loaded
tension specimens
532 Riv. Ital. Saldatura - n. 4 - Luglio / Agosto 2007
3.5.5
3.5.4
3.5.3
3.5.2
3.5.2
3.5.2
3.5.2
3.5.2
Nr
ASTM G 30: Standard Practice for Making and Using Ubend Stress-Corrosion Test
Specimens
ASTM G 39: Standard PracMetals and alloys
tice for Preparation and Use of
Bent-Beam Stress-Corrosion
Test Specimens
ASTM G 38: Standard Practice for Making and Using Cring Stress – Corrosion Test
Specimens
ISO 7539-9: Preparation and
use of pre-cracked specimens
for tests under rising load or
displacement
ISO 7539-8: Preparation and
use of specimens to evaluate
weldments
ISO 7539-7: Slow strain rate
testing
Standard
Metals and alloys
Metals and alloys
Metals and alloys
ISO 7539-6: Preparation and
Metals and alloys
use of pre-cracked specimens
for tests under constant load or
constant displacement
ISO 7539-5: Preparation and
use of C-ring specimens
Metals and alloys
To be selected
To be selected
To be selected
To be selected
To be selected
To be selected
To be selected
To be selected
Suitable for testing of weldments
Suitable for testing of weldments
Suitable for testing of weldments
Suitable for testing of weldments
Developed for testing of weldments
C.O. Pettersson et al. - Corrosion testing of welds, a review of methods
3.5.6
Weldable metals and To be selected
alloys
ASTM G 49: Standard PracMetals and alloys
tice for Preparation and Use of
Direct Tension Stress-Corrosion Test Specimens
25% NaCl + H3PO4 for pH
adjustment
Comments
3.5.7
ASTM G 58: Standard Practice for Preparation of StressCorrosion Test Specimens for
Weldments
Stainless steels including austeniticferritic (duplex)
steels
Acidified aqueous environment Can be used for testing of weldments
containing H2S
Solution
3.5.8
ASTM G 123: Standard Test
Method for Evaluating StressCorrosion Cracking in alloys
with Different Nickel Contents
in Boiling Acidified Sodium
Chloride Solution
Metals and alloys
Acidified aqueous environment Suitable for testing of weldments
containing H2S
Materials
3.5.9
NACE TM0177: Laboratory
Testing of Metals for Resistance to Specific Forms of
Environmental Cracking in
H2S Environments
Corrosion resistant
alloys and steels
Acidified aqueous environment Suitable for testing of weldments
containing H2S
Metals and alloys
3.5.10
ASTM G 129: Standard Practice for Slow Strain Rate
Testing to Evaluate the Susceptibility of Metallic Materials to Environmentally Assisted Cracking
Corrosion resistant
alloys and steels
Suitable for testing of weldments. To
be used when 4.5.1 does not give a
relevant environment
3.5.10
NACE Standard TM 0198-98:
Slow Strain Rate Test Method
for Screening Corrosion Resistant Alloys (CRAs) for Stress
Corrosion Cracking in Sour
Oilfield Service
Riv. Ital. Saldatura - n. 4 - Luglio / Agosto 2007 533
Nr
Standard
Pipeline steels
To be selected
Solution A:
5% NaCl + 0,5% Acetic acid
Solution B: Synthetic seawater
saturated with H2S
Suitable for testing of weldments
Suitable for testing of weldments
C.O. Pettersson et al. - Corrosion testing of welds, a review of methods
3.5.11
NACE TM 0284-96: Evaluation of Pipeline and Pressure
Vessel Steels for Resistance to
Hydrogen-Induced Cracking
Carbon steels, lowalloy steels and corrosion-resistant
alloys
Can be used for weldments
Comments
3.5.12
NACE MR 0175 ISO 15156:
Petroleum and natural gas industries – Materials for use in
H2S containing environments
in oil and gas production
Wrought Iron- and
A solution of MgCl2 that boils
Nickel-Based Alloys at 155 ± 1,0°C
Can be used for weldments
Suitable for testing of weldments
Solution
3.5.13
MTI-3 Test Method: Laboratory Testing of Iron – and
Nickel-Based Alloys for Relative Resistance to Stress Corrosion Cracking in a Boiling
Magnesium (MgCl2) Solution
Wrought Iron- and
A 0,6% solution of NaCl
Nickel-Based Alloys
To be selected
Suitable for testing of weldments
Materials
3.5.14
MTI-5 Test Method: Laboratory Testing of Iron- and
Nickel-Based Alloys for Relative Resistance to Stress Corrosion Cracking in a Sodium
Chloride (NaCl) Drop Evaporation System
To be selected
3.6 Corrosion fatigue
3.6.1
Metals and alloys
ISO 11782-1: Cycles to failure Metals and alloys
testing
Suitable for testing of weldments
3.6.2
To be selected
Very suitable for testing of weldments
This can be a useful test for weldments,
particularly where there is a risk of galvanic corrosion with certain weld
metal/base metal combinations, which
the test will reveal. Corrosion of a
welded coupon is best reported by description and thickness measurements,
rather than a millimetre per year rate,
because the attack is often localised and
not representative for the whole surface.
Process environment
ISO 11782-2: Crack propagation testing using pre-cracked
specimens
3.7 Galvanic corrosion
3.7.1
ASTM G 71: Standard guide
Metals and alloys
for Conducting and Evaluating
Galvanic Corrosion Tests in
Electrolytes
3.8 Field testing
3.8.1
ASTM G 4: Standard Guide
Metals and alloys
for Conducting Corrosion
Coupon Tests in Field Applications
Appendix I: Environmentally assisted cracking
Appendix II: Full scale testing
a test coupon in a specified corrosive environment for a certain period of time.
The corrosion rate is determined by
measuring the mass loss. Pre cleaning is
important to prevent oxides and slag
residues contributing to the weight loss
after immersing. Post cleaning, to
remove corrosion products, must be
done with care in order not to remove
uncorroded metal.
Appendix III: Applications of stress corrosion standards
NOTE
e = electrochemical method
3. Corrosion test methods
ISO 11845 standard: “Corrosion of
metals and alloys - General principles
for corrosion testing” serves as a useful
introductory document.
3.1 General corrosion
The susceptibility to general corrosion
of a material is studied by immersion of
534 Riv. Ital. Saldatura - n. 4 - Luglio / Agosto 2007
3.1.1 ASTM G 1: “Standard practice for
preparing, cleaning and evaluating
corrosion test specimens”
ASTM G 31: “Standard practice
for laboratory immersion corrosion testing of metals”
Material: Bare solid metal specimens.
Test solution: To be selected based on
material and application.
Procedure: The test specimen is fully
immersed in the test solution and corrosion rate is determined by weight loss.
The temperature of the test solution is to
be selected but should be controlled
within ± 1°C.
Weldment: Feasible test for weldments.
However, result should not be reported
as weight loss for the reasons mentioned
above.
3.1.2 JIS G 0591: “Method of sulphuric
acid test for stainless steels”
The scope of this Japanese Industrial
Standard is to specify a method to evaluate the susceptibility of stainless steels
to general corrosion by measuring the
weight loss of a sample, when immersed
in boiling sulphuric acid.
Material: Stainless Steels.
Test Solution: Sulphuric acid solution,
5 - 50 wt-percent.
Procedure: Test specimen to be prepared
having 10 - 30 cm2 of total surface area.
Sample to be machined, ground and polished to 240 paper followed by wet polishing up to 600 grit paper. Degreasing
followed by drying.
Specimen to be weighed to nearest 1 mg
before immersing in the boiling test solution for 6 hours. After test, remove eventual corrosion products by cleaning with
30% nitric acid followed by brushing
with a soft brush in running water. After
drying, weigh to obtain the loss of mass.
Mass loss to be reported in unit g/m2/h.
Weldment: This method can be used for,
wrought stainless steel, castings and deposited metals.
3.1.3 ASTM G 157: “Standard guide for
evaluating the corrosion properties
of wrought iron-and nickel-based
corrosion resistant alloys for the chemical process industries”
This guide covers an evaluation approach that is designed to provide information on the corrosion properties of
wrought iron- and nickel alloys for the
chemical process industries. It incorpo-
3.2.1 ASTM G 48:“Standard test methods
for pitting and crevice corrosion resistance of stainless steels and related
alloys by use of ferric chloride solution”
ASTM G 46: “Standard guide for
examination and evaluation of
pitting corrosion”
The G 48 standard is divided into six
methods. Method A, B, C, D, E and F.
Method A is designed to determine the
relative pitting resistance of stainless
steels and nickel-base, chromiumbearing alloys. Recommended test temperatures are 22°C and 50°C, but other
temperatures may be used depending on
alloy and chemical composition.
Method C is used for determining critical pitting temperature for nickel-base
and chromium-bearing alloys.
Method E is used for determining critical
pitting temperature for stainless steels.
3.2 Pitting corrosion
The resistance of a stainless steel or a
nickel alloy to pitting corrosion in a
chloride-containing environment can be
determined by two methods:
• Exposing a sample to a chloride-containing environment by immersing at
a pre set temperature
• Electrochemical determination by detecting changes of the anodic current
density of a specimen.
Both methods are suitable for welded
specimens and can be used on as-welded
surfaces.
The reason for using the welded specimen is to evaluate the corrosion resistance of the weld deposit. The weldment
shall be made with filler metal using the
GTAW (TIG) process.
The test temperature are to be selected
from the following listed: 30, 50, 70, 90,
110 and 130°C.
The aim is to determine the lowest temperature at which the corrosion rate
exceeds 5 mpy (0,13 mm/year).
Specimen evaluation procedures provide
for weight loss measurements for evaluation of general corrosion and low
power surface microscopic examination
for presence of localized corrosion, such
as pitting, stress corrosion, intergranular
attack, end grain corrosion and preferential weld attack.
Weldment: The MTI-1 test method is intended for both base materials and weldments.
C.O. Pettersson et al. - Corrosion testing of welds, a review of methods
rates test conditions for general corrosion measurements in a variety of environments. The use of this approach will
allow direct comparisons to be made
among alloys from various suppliers.
This guide is intended to provide a series
of evaluations that will assist engineers
dealing with chemical environments in
selecting appropriate alloys. It is also intended for alloy developers to assist
them in choosing environments and test
methods that are of particular interest to
the chemical process industries.
Material: Wrought iron and nickel
alloys.
Test solution: The general corrosion resistance is determined in 14 test solutions (listed in the standard).
Procedure: For general corrosion, the test
samples are immersed in 14 test solutions
at various temperatures to determine the
lowest temperature at which the corrosion rate exceeds 0,13 mm/year (5 mpy).
Weldment: The standard is very suitable
for testing weldments in the as-welded
condition. Where the corrosion resistance of the weld deposit is equal to or
better than that of the parent metal, a
welded specimen can be used in lieu of
the as-manufactured specimen and thus
avoid running additional tests.
3.1.4 MTI-1 Test Method: “Laboratory
testing of iron- and nickel-based
alloys for corrosion resistance in selected media”
This method describes the procedure for
corrosion tests to determine the relative
resistance of wrought iron- and nickelbased alloys to corrosion in selected
media. These tests are intended to
provide corrosion data suitable for preliminary evaluation prior to testing for
specific chemical applications.
Each alloy is tested in the as-manufactured and as-welded condition.
The corrosion test media have been selected to provide a wide spectrum of corrosive environments which are economically important to the chemical industry.
Material: Wrought iron- and nickelbased alloys in the as-manufactured and
as-welded condition.
Test solution: Fourteen different corrosive environments are used (listed in the
standard).
Procedure: Two kinds of specimens
shall be used: (a) as-manufactured specimens and (b) as-welded specimens.
Riv. Ital. Saldatura - n. 4 - Luglio / Agosto 2007 535
3.2.3e ASTM G 61: “Standard test method
for conducting cyclic potentiodynamic polarization measurements for
localized corrosion susceptibility of
iron-, nickel-, or cobalt-based alloys”
This test method gives a procedure for
conducting cyclic potentiodynamic polarization measurements to determine
relative susceptibility to localized corrosion (pitting and crevice corrosion).
Material: Iron, nickel, and cobalt alloys.
Test Solution: Chloride environment.
Process: An indication of the susceptibility to initiation of localized corrosion
in this test method is given by the potential at which the anodic current increases
rapidly. The higher this potential, obtained at a fixed scan rate, the less susceptible is the alloy to initiation of localized corrosion.
Weldment: The test method can be used
for weldments.
In contrast to Method A, the testing time
is 72 h. After washing and drying, the
pitting depth is determined and the
lowest temperature producing pitting of
minimum depth of 0,025 mm is the CPT.
A fresh solution is used for every test.
Evaluation: For method A, the mass loss
shall be expressed as g/m2/h. For method
B, the continuous immersion time, the
test temperature, the maximum pitting
depth and the determined CPT (°C) shall
be described together.
Weldment: Suitable method for testing of
weldments. The test will give information about the weakest area of the weldment (Weld metal, fusion line or HAZ).
As-welded or post weld treated surfaces
can be tested.
T (°C) = 2.5 (wt-% Cr) + 7.6 (wt-% Mo)
+ 31.9 (wt-% N) - 41.0
50°C as a standard. However, the test
temperature may be changed by agreement. After immersing for 24 h, corrosion products are gently removed and
the specimen is dried, the loss by corrosion is determined by weighing. The
depth of pitting and the density of pits
are also determined. A fresh solution is
prepared for each new test.
• (Method B) The sample preparation
and weighing are the same as for
Method A. The starting temperature
is not specified but may be chosen by
using the following formula as a
guideline.
C.O. Pettersson et al. - Corrosion testing of welds, a review of methods
Material: Bare solid metal specimens of
stainless steels or nickel-base and
chromium-bearing alloys.
Test solution:
Method A: Ferric chloride pitting test.
6% FeCl3 (by mass) solution.
Method C and E: Critical pitting temperature test. 6% FeCl 3 (by mass) and 1%
HCl resulting in a pH controlled environment over the test temperatures.
Procedure: The test specimen is fully
immersed in the test solution. The result
is determined by weight loss measurements in combination with visual inspection. Specimen faces are examined
for pits at low magnification (20X). Pit
sites should be probed with a needle to
expose sub surface attack.
For methods A and C the exposure time
is 72 hours although method A is often
used with a 24 hour exposure time when
testing stainless steels and their weldments.
Weldment: Suitable method for testing of
weldments. The test will give information of the weakest area of the weldment
(weld metal, fusion line or HAZ). Aswelded or post weld treated surfaces can
be tested. As ASTM G-48 is a rather
coarse method to test materials for
pitting and crevice corrosion, it shall not
be over-interpreted.
3.2.2 JIS G 0578: “Method of ferric chloride test for stainless steels”
The scope of this JIS standard is to
specify the ferric chloride test method
(method A) to evaluate the pitting resistance of stainless steels by determining
the corrosion rate in 6% ferric chloride
solution. The standard also specifies a
method (method B) to determine the
critical pitting temperature (CPT) of
highly corrosion resistant steels in 6%
ferric chloride solution.
Material: Stainless steels.
Test solution: Hydrochloric acid solution
containing 6% ferric chloride.
Procedure:
• (Method A) The test specimen shall
have a total surface that is larger than
10 cm 2. Wet polishing to be carried
out to grit size 600 followed by degreasing and drying.
The specimen to be weighed to the
nearest 1 mg before immersing in the
test solution. The quantity of the test solution shall be a minimum 20 ml/cm 2.
The test temperature shall be at 35°C or
536 Riv. Ital. Saldatura - n. 4 - Luglio / Agosto 2007
3.2.4e ASTM G 150: “Standard method for
electrochemical critical pitting temperature testing of stainless steels”
This method covers a procedure for the
evaluation of the resistance of stainless
steel and related alloys to pitting corrosion based on the concept of the determination of a potential independent critical
pitting temperature (CPT).
This test method applies to wrought and
cast products including but not restricted
to plate, sheet, tubing, bar, forgings and
weldments.
Material: Austenitic stainless steels,
duplex (Austenitic-Ferritic) stainless
steels and other related alloys.
Test Solution: 1M NaCl.
Procedure: The specimen is exposed,
either entirely or in part, depending on
test cell configuration, to the test solution initially at 0°C. After an initial temperature stabilization period, the solution is heated at a rate of 1°C/min. About
60 seconds before the temperature scan
is commenced, the specimen is anodically polarized to a potential above the
pitting potential range. This potential is
kept constant during the whole temperature scan. The CPT is defined as the temperature at which the current increases
rapidly. Pitting is confirmed visually
after the test.
Weldment: The method is excellent for
determining the CPT of as-welded surfaces of weldments.
3.2.5 ISO 11463: “Corrosion of metals
and alloys - Evaluation of pitting corrosion”
This international standard gives guidance on the selection of procedures that
can be used in the identification and examination of pits and in the evaluation of
pitting corrosion.
3.2.6e ISO 17864: “Corrosion of metals
and alloys - Determination of the
critical pitting temperature under
potentiostatic control”
This international standard describes the
procedure for determining the critical
pitting temperature for stainless steels
(austenitic, ferritic/austenitic, ferritic
stainless steels) under potentiostatic
control. This standard is very similar to
ASTM G 150. The principal advantage
is the rapidity with which the critical
pitting temperature can be measured in a
single test. The critical pitting tempera-
ture, as determined in this international
standard, can be used as a relative index
of performance, for example to compare
the relative performance of different
grades of stainless steel.
Material: Austenitic stainless steels,
duplex (Austenitic-Ferritic) stainless
steels and other related alloys.
Test solution: 1,0 Mol/l NaCl.
Procedure: The exposed surface area of
the specimen is measured. The specimen, counter electrode and salt bridge
are placed in the test cell. The cell is then
filled with the solution, which is stirred
continuously throughout the test. When
the potential has been applied for 60 s or
longer, the temperature of the specimen
shall be increased at a controlled rate.
The CPT is defined as the temperature
at which the current density reaches
100 μA.cm2 and then remains above this
level for a minimum of 60 s.
Weldment: The method is excellent for
determining the CPT of as-welded surfaces of weldments.
3.2.7 ASTM A 923-C: “Ferric chloride corrosion test for classification of structures of duplex stainless steels”
NOTE - This standard shall not be confused with ASTM G 48. This method
does not determine the critical pitting
temperature. It is designed solely for detection of detrimental intermetallic
phases in duplex stainless steels.
3.3 Intergranular corrosion
3.3.1 ASTM A 262 Practice B: “Ferric sulphate-sulphuric acid test for detecting susceptibility to intergranular
attack in austenitic stainless steels”
The ferric sulphate-sulphuric acid test
detects susceptibility to intergranular
attack associated with the precipitation
of chromium carbides in unstabilized
austenitic stainless steels. It does not
detect susceptibility to intergranular
attack associated with sigma phase. The
exception is stabilised stainless steels of
type 321 (and perhaps 347) and cast
austenitic stainless steels containing Mo,
it also detects intergranular attack associated with sigma phase.
Material: Austenitic stainless steels.
Test solution: Approximately 3%
Fe2(SO4)3 and 50% H2SO4. Balance distilled water.
Procedure: Specimen to be weighed to
nearest 0,001 g and immersed in boiling
solution for 120 hours. After 120 hours,
the specimen shall be rinsed and dried
and weighed. The weight loss is calculated and the corrosion rate to be reported as millimetres of penetration per
month.
Weldment: The test is suitable to use on
weldments.
3.3.3 ASTM A 262 Practice E (Strauss
test): “Copper-copper sulphate-16%
sulphuric acid test for detecting susceptibility to intergranular attack in
austenitic stainless steels”
The test indicates the susceptibility of
intergranular attack associated with the
precipitation of chromium-rich carbides.
It does not detect susceptibility associated with sigma phase.
Material: Austenitic stainless steels.
Test solution: 6 weight-% of anhydrous
CuSO 4 and 16 weight-% of H 2 SO 4 .
Balance water. Electrolytic grade copper
shot or grindings are added to the solution in a sufficient quantity (the effective
galvanic coupling between copper and
the test specimen may have importance).
Procedure: No particular size of the test
specimen is specified. The testing apparatus dictates the final size and shape of
the test specimen.
Each specimen shall be degreased prior
to being tested.
Specimens of extra low carbon and stabilised grades are tested after sensitising
heat treatment at 675°C for 1 hour.
Specimen to be completely immersed in
the test solution at ambient temperature,
which is then brought to boil and maintained boiling throughout the test period.
The time of the test shall be minimum of
24 hours.
The test specimen shall be bent through
180° over a diameter equal to the thickness of the specimen being bent. The
bent specimen shall be examined under
low magnification (5 to 20X). The appearance of fissures or cracks indicates
the presence of intergranular attack.
Weldment: The method is suitable for
testing of weldments. The weld - base
metal interface shall be located approximately at the centreline of the bend.
Face, root or side bend tests may be performed. The bend radius shall not be less
than that required for mechanical testing
in the appropriate material specification
(for base metal) or in ASME Code
Section IX (for welds).
The loss of weight is determined after
each testing period and for the total of the
test periods. The corrosion rate is usually
reported as millimetres per month.
Weldments: This practice can be applied
to wrought products, castings and weld
metal of various grades intended for use
in strongly oxidizing environments.
C.O. Pettersson et al. - Corrosion testing of welds, a review of methods
3.3.2 ASTM A 262 Practice C (Huey test):
“Nitric acid test for detecting susceptibility to intergranular attack in
austenitic stainless steels”
The scope of the test is to measure the
relative susceptibility of austenitic stainless steels to intergranular attack. Intergranular attack in nitric acid is associated with:
1) Intergranular precipitation of
chromium carbides,
2) Sigma or transition phases in molybdenum-bearing grades, and
3) Sigma phase constituents in stabilised
grades.
The test may be used to evaluate the heat
treatment accorded “as-received” material. It is also used to check the effectiveness of stabilising elements and of reductions in carbon content in preventing
susceptibility to rapid intergranular
attack.
Note that the boiling nitric acid test
should not be used for extra low carbon
molybdenum-bearing grades, unless the
material tested is to be used in nitric acid
service.
Specimens of extra low carbon and stabilised grades are tested after a sensitising heat treatment at 675°C for 1 hour.
This practice may be applied to wrought
products (including tubes), castings, and
weld metal of the various grades of
stainless steels.
Material: Austenitic stainless steels.
Test solution: Nitric acid 65%.
Procedure: The maximum convenient
weight of specimens is 100 g. Specimens containing welds should be cut so
that no more than 13 mm width of base
metal is included on either side of the
weld.
The specimen should be measured, including the inner surfaces of any holes,
and the total exposed area calculated.
The specimen shall be weighed to the
nearest 0,001 g.
The specimen is fully immersed in the
boiling acid for five periods of 48 hours
each.
Riv. Ital. Saldatura - n. 4 - Luglio / Agosto 2007 537
3.3.6 ISO 3651-2: “Determination of resistance to intergranular corrosion of
stainless steels - Part 2: Ferritic, austenitic and ferritic-austenitic
(duplex) stainless steels - Corrosion
test in media containing sulphuric
acid”
This part of ISO 3651 specifies methods
for the determination of resistance to intergranular corrosion of ferritic,
austenitic and ferritic-austenitic (duplex)
stainless steels in media containing sulphuric acid. The test methods included
are:
• Method A: the 16% sulphuric acid/
copper sulphate test (Strauss test).
• Method B: the 35% sulphuric acid/
copper sulphate test.
• Method C: the 40% sulphuric
acid/ferric sulphate test.
The methods are applicable to stainless
steels supplied in the form of castings
(welds), rolled or forged products and
tubes and intended for use in mildly oxidizing acid medium.
Material: Ferritic, austenitic and ferriticaustenitic (duplex) stainless steels.
Test solution:
• Method A: 16% H 2 SO 4 + ~ 10%
CuSO4.
• Method B: 35% H 2 SO 4 + ~ 11%
CuSO4.
• Method C: 40% H 2 SO 4 + ~ 2.5%
Fe2(SO4)3.
Procedure: Sensitisation heat treatment
to be performed on stabilized steels and
steels with low carbon content.
Test pieces, which are not solution annealed after welding, shall be tested in
the as-welded condition. No additional
sensitisation heat treatment shall be performed. Sensitisation by welding applies
to all the stainless steels covered by this
part of ISO 3651.
For corrosion testing, a test piece is prepared according to the standard, and is
immersed in a solution according to A, B
or C for a specified time. The test piece
is then subject to a bend test. The convex
surface of the test piece is examined
after bending in order to reveal any
cracks caused by intergranular corrosion. The duration of the test shall be 20
hours.
The corrosion rate to be reported as
mm/year or in g/m2/h.
Weldment: The same applicability as for
3.3.2.
C.O. Pettersson et al. - Corrosion testing of welds, a review of methods
3.3.4 ASTM A 262 Practice F: “Coppercopper sulphate -50% sulphuric acid
test for determining susceptibility to
intergranular attack in austenitic
stainless steels”
This test may be used to evaluate the susceptibility of an austenitic stainless steel
to integranular corrosion caused by
chromium carbide precipitation. The test
does not detect susceptibility to intergranular attack associated with sigma phase.
Material: Austenitic stainless steels.
Test Solution: Approximately 10%
CuSO 4 and 50% H 2 SO 4 . A piece of
copper with dimensions of 3.2 x 19 x 38
mm, or an equivalent area of copper shot
or chips, may be used.
Procedure: Specimens of extra low
carbon and stabilised grades are tested
after a sensitising heat treatment at
675°C for 1 hour.
The specimen to be tested is immersed
in the boiling test solution for 120 hours.
The weight loss of the specimen is determined by weighing (before and after immersing) on an analytical balance to the
nearest 0,001 g. The corrosion rate
should be reported as millimetres of
penetration per month. No bending is involved.
Weldment: It is possible to use this test to
evaluate the resistance of extra low
carbon grades to sensitisation, caused by
welding, and to estimate the susceptibility to intergranular attack.
3.3.5 ISO 3651-1: “Determination of resistance to intergranular corrosion of
stainless steels - Part.1: Austenitic
and ferritic-austenitic (duplex) stainless steels - Corrosion test in nitric
acid medium by measurement of
loss in mass (Huey test)”
This standard is very similar to ASTM A
262 Practice C (3.3.2 above). There are,
however, minor differences in the following areas.
Material: Austenitic and ferriticaustenitic (duplex) stainless steels (3.3.2
ASTM A 262 Practice C, is intended for
austenitic stainless steels only).
Test solution: Identical with 3.3.2.
Procedure: Sensitisation to be made for
stabilised steels and steels with
C ≤0,03%. 700°C ± 10°C for 30 min.
Welded pieces shall not be submitted to
a sensitizing heat treatment.
Testing procedure in corrosive solution
is identical to 3.3.2.
538 Riv. Ital. Saldatura - n. 4 - Luglio / Agosto 2007
For the bend test following the 20 hour
boiling period, cylindrical and flat
pieces from wrought products shall be
bent to at least 90° over a mandrel with a
radius not exceeding the thickness of the
test piece.
For evaluation, the bent test piece shall
be examined under low magnification
(about 10 X), in order to detect cracking.
Weldment: The standard is, among
others, intended for testing intergranular
corrosion caused by sensitisation during
welding.
3.3.7 JIS G 0572: “Method of ferric sulphate-sulphuric acid test for stainless steels”
This Japanese Industrial Standard specifies a method for testing for intergranular corrosion by measurement of weight
loss of an austenitic stainless steel specimen in a boiling solution of sulphuric
acid and ferric sulphate.
Material: Austenitic stainless steels.
Test solution: 50 ± 0,3% sulphuric acid +
~ 4% ferric sulphate.
Procedure: The test specimen, which
can be taken from castings, wrought material or deposited metal, shall have a
total area of 10 - 30 cm 2. The surfaces
shall be dry polished to grit size 120
minimum or wet polished to size 80
minimum.
Sensitisation of the specimen shall be
carried out for stabilised steels and for
steels containing a maximum of 0,030%
carbon. The sensitisation shall be carried
out before polishing at a temperature of
650°C for 2 h followed by air cooling.
The specimen is weighed to the nearest
1 mg and immersed in the boiling test
solution for 120 h. Other durations of
testing can be agreed upon.
After the test, corrosion products are
gently removed and the specimen is
weighed after drying. No bending of the
specimen shall be carried out.
The loss of mass is reported in unit
g/m2/h.
Weldment: Applicable for weldments in
austenitic stainless steels.
3.3.8 JIS G 0573: “Method of 65 per cent
nitric acid test for stainless steels”
This Japanese Industrial Standard was
revised in 1999 to conform to ISO 3651-1.
The parts compatible with corresponding
ISO standard were adopted without any
modification in their technical content.
3.3.9 JIS G 0574: “Method of nitric-hydrofluoric acid test for stainless steels”
This Japanese Industrial Standard specifies a method for evaluating the susceptibility of molybdenum-bearing austenitic
stainless steels to intergranular corrosion
by immersion of a test specimen in 10%
nitric and 3% hydrofluoric acid solution
at 70°C.
Material: Molybdenum - bearing
austenitic stainless steels.
Test solution: 10% nitric acid + 3% hydrofluoric acid.
Procedure: The test specimen, which
can be taken from castings, wrought material or deposited metal, shall have a
total area of 10 - 30 cm 2. The surfaces
shall be dry, polished to grit size 120
minimum or wet polished to size 80
minimum. After polishing, the specimen
shall be degreased with a suitable
solvent and dried.
Steels of normal carbon content shall,
prior to polishing, be solution treated at
1 100°C for 30 min followed by quenching.
Low carbon steels shall be sensitised at
650°C for 2 h followed by air cooling.
Tests on as-received material shall be
carried out in parallel with the sensitised
specimens.
The specimen to be weighed to the
nearest 1 mg and immersed in the test
solution for 2 h. The temperature of the
test solution shall be 70 ± 0,5°C.
The result shall be reported as corrosion
rate ratio between corrosion rate of asreceived test specimens and corrosion
rate of heat treated (sensitised) specimens.
Weldment: May be used for weldments
and all-weld-metal.
3.3.10 JIS G 0575: “Method of copper sulphate-sulphuric acid test for stainless steels”
The JIS standard G 0575 was revised in
1999 to conform with ISO 3651-2. As a
result, the parts compatible with the corresponding ISO standard were adopted
without any modification in the technical content.
However, the portions in the ISO standard, which were found difficult to incorporate into JIS 0575, at the stage of
its review for conformity, are adopted in
Annexes. Annex A (normative) “Streicher test”. Annex B (informative) “The
35% sulphuric acid / copper sulphate
3.3.13 ISO 9400: “Nickel-based alloys Determination of resistance to intergranular corrosion”
This international standard specifies four
methods for determination of the susceptibility of nickel alloys to intergranular corrosion.
• Method A: Iron (III) sulphate-sulphuric acid test.
• Method B: Copper-copper-sulphate 16% sulphuric acid test.
• Method C: Hydrochloric acid test.
• Method D: Nitric acid test.
Material: As a guide, the methods specified in this international standard should
be applicable to those nickel alloys used
for corrosion service and listed in
ISO 6207.
Test solution:
• Method A: H 2 SO 4 + Fe 2 (SO 4 ) 3 +
H2O + boiling chips.
• Method B: H2SO4 + CuSO4 + H2O +
copper shots or turnings.
• Method C: HCl + H 2 O + boiling
chips (For Ni-Cr-Mo alloys the same
test procedure can be used except that
a 10% solution of HCl should be
used).
• Method D: HNO3 + H2O (65% solution).
Procedure: A specimen having a total
surface area of 20 - 30 cm 2 is recommended. As-welded specimens should
be cut so that no more than a 13 mm
width of unaffected base metal is included on either side of the weld and the
heat-affected zone. It is intended to test a
specimen representing, as nearly as possible, the surface of the material used in
service. Specimens from material that is
intended to be welded or heat treated
shall be welded or heat treated in nearly
the same manner as the material will experience in fabrication or service.
Weldment: All practices may be applied
on wrought products, as well as weldments.
intent is to test a specimen representing,
as nearly as possible, the surface of the
material as used in service. Specimens
from materials that are going to be
welded or heat treated should be welded
or heat treated in as nearly the same
manner as the material will experience
in service.
Weldments: All practices may be applied
on wrought products, as well as weldments.
C.O. Pettersson et al. - Corrosion testing of welds, a review of methods
test”. Annex C (informative) “Examples
of application”.
Weldment: Comments, see 3.3.6.
3.3.11 GOST 6032-89: “Methods for determination of intercrystalline corrosion resistance”
The GOST standard specifies methods
for determining the resistance to intergranular corrosion for stainless steels.
Forms of stainless steels to be tested are
castings, wrought material, weldments,
and all-weld metal.
The standard is based on ISO 3651-1
and ISO 3651-2. It is a combined standard for intergranular corrosion and also
contains the oxalic acid test similar to
ASTM A 262A.
Material: Austenitic, austenitic-martensitic, austenitic-ferritic (duplex) and ferritic stainless steels.
Weldment: The standard is similar to the
ISO 3651 standards adapted for the
testing of weldments.
3.3.12 ASTM A763-93: “Standard practices for detecting susceptibility to intergranular attack in ferritic stainless steels”
These practices cover the following four
tests:
• Practice W - Oxalic acid etch test.
• Practice X - Ferric sulphate-sulphuric
acid test.
• Practice Y - Copper-copper sulphate 50% sulphuric acid test.
• Practice Z - Copper-copper sulphate 16% sulphuric acid test.
Material: Ferritic stainless steels. The
practice contains a table listing the
alloys for which each respective method
is appropriate.
Test solution:
• Practice W: 10% oxalic acid solution
(reagent grade).
• Practice X: H 2 SO 4 + Fe 2 (SO 4 ) 3 +
H2O + boiling chips.
• Practice Y: H2SO4 (50%) + CuSO4 +
H 2 O + piece of copper + boiling
chips.
• Practice Z: H2SO4 (16%) + CuSO4 +
H2O + copper shots or grindings.
Procedure: For practices W - Z, a specimen having a total surface area of
5-20 cm 2 is recommended. As-welded
specimens should be cut so that no more
than 13 mm (1/2 in.) width of unaffected
base metal is included on either side of
the weld and heat - affected zone. The
Riv. Ital. Saldatura - n. 4 - Luglio / Agosto 2007 539
3.4 Crevice corrosion
3.4.1 ASTM G-48: “Standard test methods
for pitting and crevice corrosion resistance of stainless steels and related
alloys by use of ferric chloride solution”
This test method covers procedures
for the determination of the resistance
of stainless steels and related alloys
to pitting and crevice corrosion,
when exposed to chloride environments.
• Method B: Ferric chloride crevice
test for nickel-base and chromiumbearing alloys.
• Method D: Critical crevice temperature test for nickel-base and
chromium-bearing alloys.
• Method F: Critical crevice temperature test for stainless steels.
As Method B has many technical drawbacks e.g. the result is dependent on
specimen thickness, edge attacks influence the initiation of attacks under the
crevice formers etc. It is advised to use
Methods D and F instead. Methods D
and F allow for the ranking of alloys by
the minimum (critical) temperature required to cause initiation of crevice corrosion.
Material: Stainless steels and nickelbase, chromium-bearing alloys.
Test solution:
• Method B: Ferric chloride crevice
test. 6% FeCl3 (by mass) solution.
• Method D and F: Critical crevice
temperature test. 6% FeCl3 (by mass)
and 1% HCl resulting in a pH controlled environment throughout the
test temperature range.
Procedure:
• Crevice formers - Method B:
1. Cylindrical TFE - fluorocarbon
blocks, two for each test specimen.
Each block shall be 12.7 mm in diameter and 12.7 mm high with
perpendicular grooves.
2. Fluorinated Elastomeric O - rings
or rubber bands.
Recommended test temperatures are
22°C and 50°C but other temperatures
may be used depending on alloy and
chemical composition.
• Crevice formers - Methods D and F:
1. A Multiple Crevice Assembly
(MCA), consisting of two TFE fluorocarbon segmented washers,
each having a number of grooves
and plateaux, shall be used.
C.O. Pettersson et al. - Corrosion testing of welds, a review of methods
3.3.14 ASTM G 28: “Standard test
methods of detecting susceptibility
to intergranular corrosion in
wrought, nickel-rich, chromiumbearing alloys”
The method covers two tests:
• Method A: Ferric sulphate-sulphuric
acid test.
• Method B: Mixed acid-oxidizing salt
test.
Only method A is suitable for weldments and cast products.
Material: Certain nickel-rich,
chromium-bearing alloys with UNS
numbers:
N06007
N06455
N08020
N06022
N06600
N08367
N06030
N06625
N08800
N06059
N06686
N08825
N06200
N06985
N10276
Test solution: Method A.
Fe2(SO4)3 + 50% H2SO4 + Bal. Water.
Procedure: A specimen having a total
surface area of 5 to 20 cm 2 is recommended. The intent is to test a specimen
representing as closely, as possible, the
material as used in service.
The specimen is immersed in the boiling
solution for a time between 24 and 120
hours depending on the alloy. The loss of
mass during the period is used to calculate the rate of corrosion.
Weldment: This method may be used
to evaluate as-received material and
to evaluate the effects of subsequent
heat treatment. The method can be used
for wrought material, weldments and
cast products of the alloys in the table
above.
3.3.15e GOST 9.914: “Electrochemical
methods for determination of
inter-crystalline corrosion
resistance”
The standard specifies accelerated electrochemical methods for determination
of resistance to intergranular corrosion.
Four different methods are described:
Potentiostatic pickling (PP-method),
drop method (PK-1 method), corrosion
potential measurement (PK-2 method)
and potentiodynamic reactivation (PDRmethod).
Material: Austenitic stainless steels.
Weldment: PP, PK-1, PK-2 and PDR
methods are suitable for the assessment
of welded joints. Sampling and sample
preparation to be carried out according
to GOST 6032.
540 Riv. Ital. Saldatura - n. 4 - Luglio / Agosto 2007
The test specimen is fully immersed in
the test solution. The result is determined by weight loss measurements in
combination with visual inspection.
Exposure time for methods B and D is
72 hours.
Exposure time for method F is 24 hours.
Weldment: The method can be used for
welds but flat specimens are needed in
order to get a well defined crevice.
3.4.2 ASTM G 78: “Standard guide for
crevice corrosion testing of iron-base
and nickel-base stainless alloys in
seawater and other chloride-containing aqueous environments”
This guide covers procedures for crevice
corrosion testing of iron and nickel
stainless alloys in seawater. The guidance provided may also be applicable to
crevice corrosion testing in other chloride-containing natural waters and
various laboratory-prepared aqueous
chloride environments.
Material: Iron and nickel alloys.
Test Solution: Chloride-containing
aqueous solutions including seawater.
Procedure: Crevice assemblies exposed
to chloride-containing environments.
Test duration at least 30 days. Evaluation
can be based on a number of criteria including mass loss.
Weldment: May be used for testing of
weldments when reinforcements are
removed.
3.4.3 MTI-2: “Test method: laboratory
testing of iron- and nickel-based
alloys for relative resistance to
crevice corrosion in a 6% ferric chloride (FeCl3) solution”
MTI-2 Test Method provides a means
for ranking the crevice corrosion resistance of a new alloy in a 6% ferric chloride solution. The procedure is patterned
after ASTM G 48 with the added feature
of varying the temperature of the ferric
chloride solution to determine the critical crevice corrosion temperature
(CCT).
The method is designed to determine the
relative resistance of alloys to crevice
corrosion in an oxidizing chloride environment by measuring the minimum
(critical) temperature for crevice corrosion.
The MTI-2 Test Method is also used to
determine the probability for initiation
and rate of crevice corrosion for duplex
stainless steels compared to austenitic
stainless steels.
Material: Wrought iron- and nickelbased alloys.
Test solution: 6% FeCl3 solution.
Procedure: The test specimen shall be
made from sheet, plate or strip produced
by commercial methods.
The crevice blocks are fastened to the
test specimens and tightened by a torque
of 0.28 Nm. After exposure in the FeCl3
solution for 24 hours the assembly is
removed from the solution and disassembled. The areas under the crevice blocks
are examined for crevice attack at low
power (20X) magnification. Crevices are
considered corroded if the local attack is
1.0 mil (0.025 mm) or greater.
Weldment: The method is difficult to use
on as welded surfaces but can be applied
on flat surfaces after the reinforcement is
removed.
3.5 Stress corrosion
(Environmentally assisted
cracking)
This section covers the test procedures
developed for all types of environmentally assisted cracking (EAC), including
stress corrosion cracking and also cracking in the absence of external loads. No
distinction has been made whether stress
corrosion cracking is hydrogen-related
or not. For the description of the various
EAC types, the ISO 15156-Part 1 standard is recommended.
3.5.1 ASTM G 36: “Standard practice for
evaluating stress-corrosion-cracking
resistance of metals and alloys in a
boiling magnesium chloride solution”
This practice describes a procedure for
conducting stress corrosion cracking test
in a boiling magnesium chloride solution containing approximately 45%
MgCl2. The boiling temperature shall be
kept constant at 155.0 ± 1.0°C.
(This practice should also be compared
to ASTM G 123, in 3.5.8 below).
Material: Wrought, cast and welded
stainless steels and related alloys. It is a
method for detecting the effects of composition, heat treatment, surface finish,
microstructure and stress on the susceptibility of these materials to chloride
stress corrosion cracking.
Test solution: Approximately 45%
MgCl2 solution.
can be used as a measure of the stress
corrosion resistance of the material in
the test environment at the stress level
employed.
Weldment:The method can be used for
testing overlay welds, welded joints and
all-weld metal. (See ISO 7539-8).
ISO 7539-3: “Preparation and use of
U-bend specimens”
This part of ISO 7539 covers procedures
for designing, preparing and using
U-bend test specimens for investigating
the susceptibility of a metal to stress corrosion.
U-bend specimens may be used to test a
variety of products forms, such as sheet,
plate or flat, extruded materials. They
may also be employed for materials in
the form of wire or rod and also for parts
joined by welding.
The U-bend test is frequently used to establish whether an alloy is susceptible to
stress corrosion cracking in a given environment. It is often used in laboratories
to screen materials for susceptibility in
specific applications and service environments and to assess the risk of
failure.
The principle advantages of the test are
its simplicity and adaptability for use in
plant and process environments. A disadvantage is that stresses cannot be
quantified with accuracy. The main objective of the test is to establish whether
a metal is suitable for a proposed application.
Material: Metals and alloys.
Test Solution: To be selected.
Procedure: The test consists in exposing
to the corrosive environment a piece of
metal bent into a U-shape and held in a
manner which ensures that there are
initial tensile stresses ranging up to the
yield point over a portion of the surface.
Varying amounts of cold work may be
introduced and this deformation may influence the tendency to stress corrosion
when compared to that of the material in
the original condition.
The test should be regarded as basically
a “go/no go” test. Minor differences in
behaviour, e.g. time to first crack, or in
size of crack, should not be considered
significant.
Weldment: The method can be used for
testing, overlay welds, welded joints and
all-weld metal samples. (See ISO 7539-8).
ISO 7539-4: “Preparation and use of
uniaxially loaded tension specimens”
C.O. Pettersson et al. - Corrosion testing of welds, a review of methods
Procedure: Any type of stress corrosion
test specimen can be used (See ASTM G
30: “Making and using U-bend stresscorrosion test specimens”). The specimen must be thick enough so that the
applied stress does not cause mechanical
rupture when the cross section is
reduced by general or pitting corrosion.
After the boiling point is set to 155 ±
1.0°C by adjusting with water, the specimen is immersed in the solution. The
starting time is recorded and the time required to initiate cracks or the crack rate
and/or the time to failure may be of importance, depending of the purpose of
the test.
Weldment: The boiling magnesium chloride test is applicable to wrought, cast
and welded stainless steels and related
alloys.
3.5.2 ISO 7539-1 through ISO 7539-9:
“Corrosion of metals and alloys Stress corrosion testing”
The ISO 7539 standard has been developed for the assessment of the resistance
of metals and alloys to stress corrosion.
The different test procedures are described in parts 1 through 9.
ISO 7539-1: “General guidance on
testing procedures”
This part of ISO 7539 describes the
general considerations which apply
when designing and constructing tests to
assess susceptibility of materials to
stress corrosion.
ISO 7539-2: “Preparation and use of
bent beam specimens”
This part covers procedures for designing, preparing and using bent beam test
specimens.
Bent beam specimens may be used to
test a variety of product forms such as
sheet, plate, castings, wire, rod or flat,
extruded materials. They can also be
used for parts joined by welding.
Material: Metals and alloys.
Test solution: To be selected.
Procedure: The test consists in applying
a bending stress to a beam specimen of
rectangular or circular cross section and
exposing the stressed specimen to a specific test environment. Bent beam specimens are used only for testing at stress
levels below the elastic limit.
The time required for cracks to appears,
after exposure of stressed specimens to
the test environment or the threshold
stress below which cracks do not appear,
Riv. Ital. Saldatura - n. 4 - Luglio / Agosto 2007 541
stress below which cracks do not appear
can be used as a measure of the stress
corrosion resistance of the material in
the test environment at the stress level
employed.
Weldment: The method can be used for
testing welded joints as well as all-weldmetal samples. (See ISO 7539-8).
ISO 7539-6: “Preparation and use of
pre-cracked specimens for tests under
constant load or constant displacement”
This part of ISO 7539 covers procedures
for designing, preparing and using precracked specimens for investigating susceptibility to stress corrosion.
Pre-cracked specimens are not suitable
for the evaluation of thin products such
as sheet or wire. They are generally used
for thicker products including plate bar
and forgings. They can also be used for
parts joined by welding.
Pre-cracked specimens allow data to be
acquired from which critical defect
sizes, above which stress corrosion
cracking might occur, can be estimated
for components of known geometry subjected to known stresses. They also
enable rates of stress corrosion crack
propagation to be determined. The latter
data may be taken into account when
monitoring parts containing defects
during service.
Material: Metals and alloys.
Test Solution: To be selected.
Procedure: Special equipment is needed
for testing. The test involves subjecting a
specimen, in which a crack has been developed by fatigue from a machined
notch, to either a constant load or displacement during exposure to a test environment. The objective is to quantify
the conditions under which environmentally assisted crack extension can occur
in terms of stress intensify for stress corrosion cracking, Kiscc, and examine the
kinetics of crack propagation.
Weldment: The method can be used for
testing welded joints as well as all-weld
metal. (See ISO 7539-8).
ISO 7539-7: “Slow strain rate testing”
This part of ISO 7539 covers procedures
for conducting slow strain rate tests for
investigating susceptibility of a metal to
stress corrosion cracking, including hydrogen-induced failure. The test will be
described together with the NACE TM
0198-98 standard.
ISO 7539-8: “Preparation and use of
specimens to evaluate weldments”
C.O. Pettersson et al. - Corrosion testing of welds, a review of methods
This part of ISO 7539 covers procedures
for designing, preparing and using uniaxially loaded tension test specimens for
investigating susceptibility to stress corrosion.
Tension test specimens are adaptable for
testing a wide variety of product forms,
e.g. plate, rod, wire, sheet and tubes, as
well as parts joined by welding.
Material: Metals and alloys.
Test Solution: To be selected.
Procedure: The test consists in subjecting a specimen to constant load, constant
strain, or increasing load or strain,
during exposure in a corrosive environment. The environment selected should
ideally be the same as the one prevailing
for the intended use of the alloy or comparable to the anticipated service condition. A number of standard environments are also used for ranking
purposes.
The most frequently used parameter for
assessing cracking susceptibility is the
time to total failure, which is easy to
measure with reasonable accuracy.
Weldment: The method can be used for
testing welded joints as well as all-weld
metal samples (See ISO 7539-8).
ISO 7539-5: “Preparation and use of Cring specimens”
This part of ISO 7539 covers procedures
for designing, preparing, loading, exposing and inspecting C-ring test specimens
for investigating the susceptibility to
stress corrosion.
The C-ring is a versatile, economic specimen for determining the susceptibility
to stress corrosion cracking of all types
of metals in a wide variety of product
forms including parts joined by welding.
C-ring specimens may be stressed to
predetermined levels, using simple
equipment for application of either constant load or constant strain.
Material: Metals and alloys.
Test Solution: To be selected.
Procedure: The test involves subjecting
a specimen to constant load, or to constant strain, with a view to determining
stress corrosion susceptibility by immersing in a corrosive environment.
Because of the small size of the specimen and the simple method of stressing,
it can be exposed to almost any kind of
corrosive environment.
The time required for cracks to appear
after exposure of stressed specimens to
the test environment or the threshold
542 Riv. Ital. Saldatura - n. 4 - Luglio / Agosto 2007
This part of ISO 7539 covers the procedures available for stress corrosion
testing of welded specimens. In particular, it gives recommendations for the
choice of specimens and test procedures
to determine the resistance of a metal or
an alloy to stress corrosion when it is
welded.
Weld regions are more likely than the
parent metal to contain defects which
may influence corrosion and stress corrosion behaviour, e.g. microcracking,
lack of fusion and porosity. It is therefore recommended that the weldment be
characterized with regard to residual
welding stresses, surface condition and
weld defects prior to testing. Other
factors that can influence stress corrosion are:
• changes in microstructure;
• non metallic inclusions;
• stress concentrations.
Specimens can be prepared from weldments in the as-welded or post weld
heat-treated conditions. It is recommended that specimens be tested in the
same condition of heat treatment as that
of the intended application.
Material: Metals and alloys.
Test Solution: To be selected.
Procedure: The test procedures follow
ISO 7539-2 to ISO 7539-7. ISO 7539-8
highlights the considerations that have to
be taken when testing weldments.
ISO 7539-9: “Preparation and use of
pre-cracked specimens for tests under
rising load or rising displacement”
This part of ISO 7539 covers procedures
for designing, preparing and using precracked specimens for investigating the
susceptibility of metal to stress corrosion cracking by means of a test conducted under rising load or rising displacement, i.e. specimens to be tested
under ISO 7539-2 to ISO 7539-7.
3.5.3 ASTM G 38: “Standard practice for
making and using c-ring stress - corrosion test specimens”
This practice involves the preparation of
and the quantitative stressing of a C-ring
stress corrosion test specimen by application of a bending load. Characteristics
of the stress system and the distribution
of stresses are discussed. Guidance is
given for methods of exposure and inspection.
The C-ring is a versatile, economical
specimen for quantitatively determining
the susceptibility to stress corrosion
cracking of all types of alloys in a wide
variety of product forms.
Material: Metals and alloys.
Test Solution: To be selected.
Procedure: Exposure of a pre-loaded
specimen to a corrosive environment.
Weldment: Suitable for testing of weldments either with or without a notch.
specimens are then exposed to the test
environment and the time required for
cracks to develop is determined. This
cracking time is used as a measure of the
stress corrosion resistance of the material in the test environment.
Weldment: The method can be used for
testing overlay welds, welded joints and
all-weld metal.
3.5.8 ASTM G 123: “Standard test
method for evaluating stress-corrosion cracking in alloys with different
nickel contents in boiling acidified
sodium chloride solution”
This boiling sodium chloride test
method is used to evaluate wrought
stainless steels, including austenitic-ferritic (duplex) stainless steels and alloys
containing up to 33% nickel. It may also
be employed to evaluate these types of
materials in the cast and welded conditions.
This test method detects major effects of
composition, heat treatment, microstructure, and stress on the susceptibility of
materials to chloride stress corrosion
cracking.
This test method is also designed to
provide better correlation with chemical
process industry experience for stainless
c) Stresses are developed only by an externally applied load, with residual
welding stresses removed by annealing.
This practice is concerned only with the
welded test specimen and not with the
environmental aspects of stress corrosion testing.
The actual stress in test specimens
removed from weldments is not precisely known and is not comparable to
than in a similar component weld,
because it depends on the level of residual stress resulting from the welding and
subsequent cooling process from the
welding operation, combined with any
other residual stresses.
The intent of the practice is to indicate
standard welded specimens and welding
procedures for evaluating the stress corrosion cracking characteristics of weldments in corrosive environments.
Material: Weldable materials and alloys.
Test Solution: The test medium and exposure times for the stress corrosion for
testing of weldments may vary from
long-term tests in plant equipment under
operating conditions or in outdoor environments through to various laboratory
test media.
Procedure: Preparation of various test
specimens for stress corrosion cracking
tests.
Weldment: This standard is particularly
developed for preparing samples for
evaluation of the susceptibility to stress
corrosion cracking of weldments.
C.O. Pettersson et al. - Corrosion testing of welds, a review of methods
3.5.4 ASTM G 39: “Standard practice for
preparation and use of bent-beam
stress-corrosion test specimens”
This practice involves the quantitative
stressing of a beam specimen by
application of a bending stress. The
applied stress is determined from the
size of the specimen and the bending
deflection. The stressed specimens are
then exposed to the test environment
and the time required for cracks to
develop is determined. This cracking
time is used as a measure of the stress
corrosion resistance of the material in
the test environment at the stress level
utilised.
The bent-beam specimens are designed
for testing at stress levels below the
elastic limit of the alloy. For testing in
the plastic range, U-bend specimens
should be employed. See 3.5.5 ASTM G
30 below.
Material: Metals and alloys.
Test Solution: To be selected.
Procedure: Exposure of a pre-loaded
specimen to a corrosive environment.
Weldment: The method can be used for
testing overlay welds, welded joints and
all-weld metal samples.
3.5.7 ASTM G 58: “Standard practice for
preparation of stress corrosion test
specimens for weldments”
This practice covers procedures for the
making and utilization of test specimens
for the evaluation of weldments in stress
corrosion cracking environments.
Test specimens are described in which:
a) Stresses are developed by the welding
process only.
b) Stresses are developed by an externally applied load, in addition to the
stresses due to welding.
3.5.6 ASTM G 49: “Standard practice for
preparation and use of direct
tension stress-corrosion test specimens”
This practice covers the use of axially
loaded, quantitatively stressed ASTM
standard tension test specimens for investigating the resistance to stress corrosion cracking of metallic materials in all
types of product forms. Consideration is
given to important factors in the selection of appropriate specimens, the
design of loading equipment, and the
effects of these factors on the state of
stress in the specimen as corrosion
occurs.
Axially loaded tension specimens
provide one of the most versatile
methods of performing stress corrosion
testing because of the flexibility permitted in the choice of type and size of test
specimen, stressing procedures and
range of stress levels. The uniaxial stress
system is simple; hence, this test method
is often used for studies of stress corrosion mechanisms.
Material: Metals and alloys.
Test Solution: To be selected.
Procedure: A uniaxially stressed sample
is exposed to a test environment, either
gaseous or liquid.
Weldment: Tension test specimens are
adaptable for testing a wide variety of
product forms, as well as parts joined by
welding.
3.5.5 ASTM G 30: “Standard practice for
making and using u-bend stress-corrosion test specimens”
This practice is concerned only with the
test specimen and not the environmental
aspects of stress corrosion testing.
U-bend specimens usually contain both
elastic and plastic strain. In some cases it
is possible to form a U-bend and
produce only elastic strain. However,
bent beam specimens are normally used
to study stress corrosion cracking under
elastic strain only.
Material: Metals and alloys.
Test Solution: To be selected.
Procedure: The practice involves the
stressing of a specimen bent to a Ushape. The applied strain is estimated
from the bend conditions. The stressed
Riv. Ital. Saldatura - n. 4 - Luglio / Agosto 2007 543
3.5.10 ASTM G 129: “Standard practice
for slow strain rate testing to evaluate the susceptibility of metallic
materials to environmentally assisted cracking”
NACE Standard TM 0198-98:
“Slow Strain Rate Test Method
for Screening Corrosion Resistant Alloys (CRAs) for Stress Corrosion Cracking in Sour Oilfield
Service”
(3.5.2 ISO 7539: “Corrosion of
Metals and Alloys - Stress Corrosion Testing - Part 7: Slow Strain
Rate Testing”)
Procedure: The procedure involves the
application of very slow strain rates to
tension or notched or fatigue precracked specimens exposed to a predetermined environment. The slow strain
rates are achieved by a constant extension rate on the specimen while monitoring lood and extension of the specimen.
must be controlled in the range 2.7 to
4.0. The lower pH of approximately 2.7
is recommended. The test solution
should be maintained at 24 ± 3°C. The
pressure and temperature of the test solution can be varied in order to study their
effects on stress corrosion cracking behaviour of materials. Increasing temperature above 75°C may reduce the stress
corrosion sensitivity of a given material.
However, the electrolyte specified in this
standard is sometimes considered as
being too aggressive and is replaced by
aqueous solutions, which are designed to
provide more realistic conditions, similar
to those specified in the EFC guideline.
Careful selection of the electrolyte, regarding the pH and the buffering capacity, is therefore recommended.
The procedures, briefly described below,
are increasingly applied using more realistic solutions, like the formation water
compositions of real oil and gas fields.
Procedure: Stressed specimens are immersed in the electrolytic test solution
saturated with H2S at ambient temperature and pressure. The test duration
varies, but 30 days is the most common
practice. Convenient increments of mechanical load can be simulated to obtain
stress corrosion cracking data. More information about the testing procedure is
found in Appendix III.
Weldment: Can be used for testing of
weldments.
C.O. Pettersson et al. - Corrosion testing of welds, a review of methods
steels when compared with the more
severe boiling magnesium chloride test
of Practice G 36.
Material: Stainless steels including
duplex (Austenitic-ferritic) stainless
steels and alloys with up to 33% nickel.
Test Solution: 25% NaCl + H 3 PO 4 for
pH adjustment to pH 1,5.
Procedure: A U-bend specimen (or other
stressed specimen) of the material to be
tested is put into the boiling solution.
The test may be continued for as many
weeks, as necessary, but six weeks
(about 1 000 h) or less is expected to be
sufficient to crack susceptible materials.
It is recommended that samples of a susceptible material, for example type 304
or 316 are included as a control, when
more resistant materials are evaluated.
Weldment: Suitable for testing stress corrosion susceptibility of weldments.
3.5.9 NACE TM0177: “Laboratory testing
of metals for resistance to specific
forms of environmental cracking in
H2S environments”
EFC Guideline No. 17 “Corrosion
Resistant Alloys for Oil and Gas
Production: Guidance on General
Requirements and Test Methods
for H2S Service”
Both standards have been issued for
evaluating material behaviour under
stress corrosion conditions with respect
to sour service environments, particularly in oil-field applications. The standards differ in the specified test solutions. However, the mechanical loading
conditions are broadly similar for the
different specimen types which are
usually subjected to tensile stresses.
Four different test specimen types are
considered:
Method A: Standard tensile test.
Method B: Standard bent beam test.
Method C: Standard C-ring test.
Method D: Standard double - cantileverbeam (DCB) test.
Since these standards represent the most
common procedures for the evaluation
of stress corrosion cracking, the various
specimen types are described in some
detail.
Material: Corrosion resistant alloys and
steels.
Test solution: For the NACE test, a 5%
NaCl + 0.5% CH3COOH solution, saturated with various H2S contents, is used
as a test environment. The pH values
544 Riv. Ital. Saldatura - n. 4 - Luglio / Agosto 2007
The Slow Strain Rate (SSR) test always
produces fracture to the test specimen.
The degree of susceptibility to EAC is
generally assessed through observation
of the differences in the behaviour of the
material in tests conducted in the test environment from that obtained from tests
conducted in the control environment.
Slow strain rate tests are adaptable for
testing a wide variety of product forms,
including plate, rod, wire, sheet and
tubes, as well as composites of these and
parts joined by welding. Notched or precracked specimens may be used, as well
as initially plain specimens. This standard does not cover corrosion fatigue.
The principal advantage of the test is the
rapidity with which susceptibility to
stress corrosion cracking of a particular
metal or alloy/environment combination
can be assessed. Thus, the slow rate test
has been used for rapid screening or
comparative evaluation, or both, of environmental, processing or metallurgical
variables, that can affect the resistance of
a material to stress corrosion cracking.
For example, this testing technique has
been used to evaluate materials, heat
treatments, chemical constituents in the
environment, temperature and chemical
inhibitors. Corrosive environments may
cause a degradation of the properties of
stressed materials beyond those observed
in the same environment at constant load
over a limited period. Thus, and in contrast to tests with constant loading, an
additional advantage of the test is to
show hidden degradation of a specific
material in a specific environment.
Moreover, this standard is also one of
the appropriate methods to be used for
evaluation of stress corrosion cracking
behaviour of welded components.
Material: Corrosion resistant alloys and
steels, light alloys.
Test Solution: Frequently, the NACE TM
0177-96 solution, 5% NaCl + 0.5%
CH3COOH with various H2S saturations
is employed if the steel components are
designed for exposure to sour service environments. However, increasingly
media corresponding to real environments are specifically adopted for evaluating material resistance against stress
corrosion cracking.
Procedure: The test consists in subjecting a specimen to an increasing, mainly
unidirectional, strain whilst exposed to a
specified environment with a view to de-
termining stress corrosion susceptibility.
Tests may be conducted in tension or in
bending, on plain, notched or precracked specimens. The most important
characteristic of the test is the relatively
slow strain rate generated at the region
of crack initiation or growth in the metal.
Such strain rates in a range of 10-3 to 10-7
s-1, or even lower, should be controlled
in order to avoid failure of the components by mechanical overload without
any effects of stress corrosion cracking.
A constant strain rate of 10 -6 s -1 is recommended for testing plain CRA specimens. Additionally, temperature and
pressure during testing, particularly at
increasing strain rates influencing the
characteristic of stress corrosion cracking must also be specified.
After complete rupture of the specimen,
visual observation and stereo microscopy should at least be applied to
verify whether the specimen failed by
stress corrosion cracking or simply by
mechanical overload. Furthermore, electron microscopic observations should be
performed to get a better understanding
of cracking behaviour in the specific
region and of the fracture topography. In
particular, such additional evaluations
distinguish the slow strain rate test from
simple crack-no-crack and ranking procedures and can provide some insight
into cracking mechanisms.
Weldment: This standard can be adopted
for testing weldments. For better evaluation of the results, the specimens
should have a gauge length in which the
welds are included. It should be noted,
that the different alloying compositions
and the thermal history of the weld
metal during welding may result in significantly different mechanical properties and stress corrosion cracking resistance and the test results should be
interpreted bearing this in mind.
Notched or pre-cracked specimens may
be used when it is desirable to restrict
cracking to a particular location, for
example, when testing the heat-affected
zone of a weldment.
3.5.11 NACE TM 0284-96: “Evaluation of
pipeline and pressure vessel steels
for resistance to hydrogen-induced
cracking”
This test applies to a special form of environmentally assisted cracking called Hydrogen Induced Cracking (HIC) and
3.5.14 MTI-5 Test method: “Laboratory
testing of iron- and nickel-based
alloys for relative resistance to
stress corrosion cracking in a
sodium chloride (NaCl) drop evaporation system”
This method describes the procedure for
corrosion tests to determine the relative
resistance of wrought iron- and nickelbased alloys to stress corrosion cracking
in a drop evaporation system. The result
is presented as a minimum stress to
failure number which can be used to
3.5.13 MTI-3 Test method: “Laboratory
testing of iron- and nickel-based
alloys for relative resistance to
stress corrosion cracking in a boiling
magnesium (MgCl2) solution”
This method describes the procedure for
corrosion tests to determine the relative
resistance of wrought iron- and nickelbased alloys to stress corrosion cracking
in a boiling magnesium chloride solution. It also results in a time to failure
number which can be used to rank alloys
for their relative resistance to stress corrosion cracking in this environment.
This ranking may or may not be applicable to other chloride environments.
Material: Wrought materials of ironand nickel-based alloys.
Test Solution: Magnesium chloride solution with boiling point 155 ± 1.0°C.
Procedure: The test specimens shall be
U-bend specimens. After the solutions
boiling temperature has been adjusted to
the specific value of 155 ± 1.0°C, the
test specimen(s) are immersed in the solution. Three separate tests shall be
made. One of 24-hour duration, one of
96, and a third of 500-hour duration. The
specimens shall be examined at the end
of each test for signs of cracking.
Weldment: The test can be performed on
weldments with the weld in the centre of
the U-bend.
Part 2 refers particularly to carbon and
low alloy steels as well as to cast irons,
while Part 3 focuses on CRAs. These
two parts contain very helpful information about weldments with respect to
hardness limitations for the materials to
be used. However, when compared to
the original test standards they do not
provide additional information on the
testing of weldments, weld sections or
welded components.
C.O. Pettersson et al. - Corrosion testing of welds, a review of methods
covers all formerly used expressions for
cracking symptoms like blistering, stepwise cracking etc. caused by hydrogen
absorption from aqueous sulphide environments. In contrast to the procedures
described above, the test consists in exposing unstressed test specimens to one or
two standard test solutions saturated with
H2S at ambient pressure and temperature.
The test is not intended to reproduce real
conditions, but serves as a ranking test
distinguishing between different materials
with respect to their HIC susceptibility.
Material: Pipeline steels.
Test Solution: Solution A (% NaCl +
0.5% CH 3 COOH) or solution B (Synthetic seawater), saturated with H2S.
Procedure: Test specimens cut out of the
vessel (pipe) parent material or cross
sectional to respective welds are placed
in the test vessel with the wide faces separated from the test vessel and other
specimens by glass or other non-metallic
rods. The specimens are subjected to the
previously de-aerated test solution
which is purged with H2S for 96 hours at
ambient temperature. After the test, the
specimens are sectioned and the crack
sensitivity can be measured by different
ratios. Most frequently, the crack length
is related to the width of the specimen
(crack length ratio).
Weldment: Suitable for testing HIC susceptibility of weldments.
3.5.12 NACE MR 0175/ISO 15156: “Petroleum and natural gas industries Materials for use in H2S containing
environments in oil and gas production”
This standard combines the efforts of the
EFC and NACE to establish procedures
and standards to evaluate the cracking
resistance of materials in H2S-containing environments. The standard includes
and refers to the different test procedures
developed by NACE and EFC, but does
not describe them in detail. It represents
more of an overview to guide materials
selection in the oil and gas industries.
Part 1 provides requirements and gives
recommendations for the selection of
metallic materials for service in equipment used in oil and gas production and
natural gas sweetening plants in H 2 Scontaining environments. In particular it
describes all the mechanisms of cracking that can be caused by H2S-containing environments.
Riv. Ital. Saldatura - n. 4 - Luglio / Agosto 2007 545
3.7 Galvanic corrosion
3.7.1 ASTM G 71: “Standard guide for
conducting and evaluating galvanic
corrosion tests in electrolytes”
This guide is used for conducting and
evaluating galvanic corrosion tests to
characterise the behaviour of two dissimilar metals in electrical contact in an
electrolyte under low-flow conditions. It
can be adapted to wrought or cast metals
and alloys.
It also covers the selection of materials,
specimen preparation test environment,
method of exposure, and method for
evaluating the results to characterise the
behaviour of galvanic couples in an electrolyte. This standard is presented as a
guide for conducting galvanic corrosion
tests in liquid electrolyte solutions, both
in the laboratory and for in-service environments.
3.6.2 ISO 11782-2: “Crack propagation
testing using pre-cracked specimens”
This part of ISO 11782 describes the
fracture mechanics method of determining the crack growth rates of pre-existing cracks under cyclic loading in a controlled environment. It includes the
measurement of the threshold stress intensity factor range for crack growth,
below which the rate of crack advance
falls below some defined limit.
Material: Metals and alloys.
Test Solution: To be selected.
Procedure: A fatigue pre-crack is
induced in a notched specimen by cyclic
loading.
The corrosion fatigue crack propagation
tests are then conducted using cyclic
loading under environmental and stressing conditions relevant to the particular
application. During the test, crack length
is monitored as a function of elapsed
cycles.
Weldment: The method can be used for
testing welded joints as well as all-weld
metal samples.
wise active environment at progressively
smaller alternating stresses. This is done
to define either the fatigue strength at N
cycles, S N from an S-N diagram or the
fatigue strength limit as the fatigue life
becomes extended.
Weldment: The method can be used for
testing welded joints as well as all-weld
metal samples.
C.O. Pettersson et al. - Corrosion testing of welds, a review of methods
rank alloys for their relative resistance to
stress corrosion cracking in a sodium
chloride solution. This ranking may or
may not be applicable to other chloride
environments.
Material: Wrought materials of ironand nickel-based alloys.
Test Solution: 0.6% NaCl solution.
Procedure: The test specimen shall be
tension specimens with a circular cross
section in the gage length. The specimen
is attached to the gripping devices and
the specified load is applied by direct
loading in tension. The load applied
shall be one of the following fractions of
the 0,2 percent offset yield strength of
the alloy at 200°C: 0.1, 0.3, 0.5, 0.7, 0.9.
The specimen is resistance heated to a
temperature of 300°C. The test solution
is dripped onto the test section of the
specimen at a rate of 40 drops per
minute. The test is continued until the
specimen ruptures, up to a maximum
time of 500 hours. The time to rupture is
recorded.
Weldment: The test can be applied to
weldments.
3.6 Corrosion fatigue
3.6.1 ISO 11782-1: “Cycles to failure
testing”
The study of cycles to failure testing
uses plain or notched specimens to
provide data on the corrosion fatigue behaviour of a metal or alloy and can be
used to develop criteria for engineering
design to prevent fatigue failures. It can
be applied to a wide variety of product
forms including plate, rod, wire, sheet
and tubes including parts joined by
welding. The testing environment can be
aqueous or gaseous.
The test may also be used as a guide to
the selection of materials for service
under conditions of repeated applied
stress under known environmental conditions.
Materials: Metals and alloys.
Test Solution: To be selected.
Procedure: In the presence of an aggressive environment the fatigue strength of
a metal or alloy may be reduced to an
extent which depends on the nature of
the environment and the test conditions.
The tests involve subjecting a series of
specimens to the number of stress cycles
required for a fatigue crack to initiate
and grow large enough to cause failure
during exposure to a corrosive or other-
546 Riv. Ital. Saldatura - n. 4 - Luglio / Agosto 2007
Galvanic corrosion tests are conducted
in the laboratory for several purposes:
1. Inexpensive screening to reduce expensive fields testing.
2. Study of the effects of environmental
variables.
3. Study of the corrosion accelerating
or protective effects of various
anode/cathode surface area ratios.
The materials proven in the laboratory to
be the most promising should also be
tested in the field.
Material: Metals and alloys.
Test Solution: To be selected. Commonly
a process solution.
Procedure: A coupled assembly is immersed in a test electrolyte for a certain
time of exposure. Evaluation is usually
based on mass loss.
Weldment: This guide can be used on
weldments.
3.8 Field testing
3.8.1 ASTM G4. “Standard guide for conducting corrosion coupon tests in
field applications”
This guide covers procedures for conducting corrosion coupon tests in plant
and equipment under operating conditions to evaluate the corrosive attack
upon engineering materials. It does not
cover electrochemical methods for determining corrosion rates.
While intended primarily for immersion
tests, general guidelines provided can be
applicable to exposure of test coupons in
plant atmospheres.
Observations and data derived from
coupon testing are used to determine the
average rate of corrosion and the type of
attack that occurs during the exposure
interval. The data may be used as part of
an evaluation of potential construction
materials for use in similar service environments or for replacement materials in
existing facilities.
Material: Metals and alloys.
Test Solution: Process environment.
Process: Suitable coupons of various
shapes and sizes are made for immersion at a desired location in the process
vessel or pipework. After exposure
for a chosen length of time, the specimen should be carefully examined using
low power magnification to establish
the type and uniformity of surface
attack such as etching, pitting, de-alloying or parting, tarnishing, filming,
scaling etc.
Weldment: Since welding is a principal
method of fabricating equipment,
welded coupons should be included as
much as possible in the test programme.
Major areas of interest are the effects of
residual stresses from welding, the relative corrosion resistance of the weld
bead and heat-affected zone and galvanic effects between base metal and
weld metal.
Appendix I
Environmentally assisted
cracking
Historically, the causes of in-service
damage arising from stress corrosion
cracking have primarily been associated
only with constant mechanical loading.
For this reason, in earlier test procedures, both plain and notched specimens
were principally subjected to consistent
uniaxial tensile stresses.
As many of these test procedures take up
a considerable amount of time, two
kinds of faster testing technology have
been developed during the nineteensixties. The first kind is based on the application of pre-cracked specimens
which, in linear-elastic fracture mechanics tests, are exposed to a constant load.
The second kind uses plain or notched
specimens tested under a constant, low
strain rate. Both test types are currently
specified methods, but the evolution of
micro-electronics has enabled test machines of higher precision to be developed. Therefore, a variety of non-standardised test methods is available in
addition to those mentioned above. One
of these advanced methods, for example,
consists in testing high-strength lowalloyed steels using elastic-plastic fracture mechanics specimens under low
cyclic strain.
All test methods for determining the resistance of a material to stress corrosion
cracking have principally been developed regardless of whether it is caused
by anodic processes or under the action
of hydrogen. In the following analysis,
however, the suitability of these test
methods is dealt with exclusively with a
view to assessing the stress corrosion resistance of a material.
The stress corrosion test methods can
furthermore be used to establish several
different criteria for the assessment of
(1)
LD is in most cases multiplied by 100
and indicated in per cent.
where
V Material properties and loss of
ductility
Apart from the usual strength and toughness values of a material, the loss of ductility (LD) is a third parameter especially
in the testing of hydrogen-charged specimens. Assessment is based on reduction
of area (RA). The loss of ductility is determined from the reduction of area in a
specific medium, RAenv, compared with
the reduction of area under inert conditions, RA 0 , according to the following
equation:
IV Limit values of the stress
intensity factor
The three stages of crack growth are frequently determined with the help of diagrams in which the crack velocity,
Vcrack, is plotted versus the stress intensity factor, K. From those diagrams, a
critical stress intensify factor, K lc, can
be derived at which unstable specimen
fracture starts independently of the environment. In tests with decreasing
stress intensity factor, crack arrest may
take place. The limit value of the stress
intensity factor for the occurrence of
stress corrosion cracking is, in the following, referred to as KISCC. Concerning
the test procedures, it must be stated
that the phase of stable stress corrosion
crack growth is investigated at a crack
velocity which is constant and hence independent of the stress intensity factor,
i.e. taking account of the limit values
KISCC and Klc. However, the separation
between the crack initiation and the
crack propagation phases, with the help
of the KISCC-value, should be taken into
consideration, This aspect has been proposed in the literature, but has, as yet,
not been validated by any acceptable
model.
defined period of time. The criterion is
based on the percentage of failed specimens after a given period of time compared with the number of specimens
being tested. The data can be plotted
graphically as a percentage failure rate
against time.
C.O. Pettersson et al. - Corrosion testing of welds, a review of methods
the risk of cracking. Five categories of
prime importance are briefly outlined
below:
I Time To Failure (TTF)
Many test methods use “Time To
Failure” (TTF) as a criterion for the resistance of a material in a particular environment. This time includes crack initiation, as well as crack propagation,
and finally the failure of the entire specimen due to unstable fracture of the remaining cross-sectional ligament. These
three stages of stress corrosion cracking
cannot be accurately differentiated on
plain specimens by means of the TTFvalue. By contrast, this value is a suitable means for precisely determining
the period of stable crack propagation in
notched specimens. In addition, the real
service conditions for gaps and flanges
can be more realistically tested by
reproducing the respective notch geometry.
II Limit values of the bearable
stress
Plain specimens are loaded within
a defined stress range. This allows
the lowest stress, σ L, at which cracking
occurs, or the highest stress, σ H ,
at which cracking no longer occurs, to
be determined. The value of the highest
stress is usually confirmed by using at
least three specimens. Generally, the
mean value between the two values
of σ L and of σ H is determined as the
threshold value of the bearable stress,
σ thres . However, the bearable stress is
only a value for characterizing the
stress corrosion susceptibility of a
material in a particular medium. It
cannot be used for structural design of
components because of the relatively
poor transferability of mechanical
stressing and corrosion exposure from
laboratory tests to real conditions. Since
the threshold value, σthres, is always determined under a constant mechanical
stress, the values obtained are insufficiently conservative for real component
loading where stresses are variable with
time.
III
Specimen failure rate
Another possible assessment criterion is
the specimen failure rate. A number of
specimens are subjected to same stress
and corrosion conditions and for a
Riv. Ital. Saldatura - n. 4 - Luglio / Agosto 2007 547
II Mechanical loading
The mechanical loading of the test specimen should cover as completely as possible the full spectrum of fabrication and
service load. Regarding welded compo-
I Selection of realistic samples
Pipes in the condition of their subsequent application should serve as test
pieces for pipeline construction. This
implies that they should have the same
dimensions and the commonly used
surface condition in order to realize the
same mechanical loading and corrosion
system. The specimen dimensions
should contain at least one of the joints
intended for practical application,
whether these are welds, flanges,
threaded or bayonet couplings. A Full
Scale Test not only represents a combined corrosion test of the welded component, predominantly aiming at the
evaluation of the stress corrosion cracking resistance, but also accounts for
other forms of corrosion at welded components. Thus for example, local corrosion and, in particular, the effects of such
corrosion forms on stress corrosion
cracking will also be simulated. Potential concomitant phenomena such as cathodic protection of large areas, resulting from local crevice corrosion of
flanges, can thus also be covered in such
procedure. Additionally, tabular components can be subjected to different internal and external environments. Effects
arising from different types of joints can
additionally be identified. From the literature, appropriate test lengths are indicated to be: L ≥ 1 m for pipes with an
outside diameter of up to Do ≤ 100 mm
and 4 m ≤ L ≤ 12 m for pipes with D o ≥
100 mm.
been designed particularly to investigate
the life cycle behaviour of welded components, as for instance for investigating
crack phenomena in welded pipelines
for the transport of corrosive media. Full
Scale Tests are now increasingly being
used for examinations in sour service in
order to draw correct conclusions about
the construction and maintenance costs,
and thus about the profitability of a
tested material and also about that of the
welding process, if necessary.
A series of requirements can be derived
from the procedures developed up to the
present:
C.O. Pettersson et al. - Corrosion testing of welds, a review of methods
Alternatively, the normalized loss of
ductility, RAn, can be determined:
(2)
which is also, in most cases, multiplied
by 100 and indicated in per cent.
Unlike the precisely specified mechanical parameters, the test solutions vary
significantly, not only between the individual test procedures, but also between
the various standards. In NACE TM
0177-96, for example, an electrolyte
with 5% NaCl and 0.5% CH3COOH saturated with H2S is specified, which is a
highly sour medium with a pH range of
2.7 ≤ pH ≤ 3.0. In contrast, the European
Federation of Corrosion (EFC) proposes
a test medium for the same test methods
of 5% NaCl and 4% CH 3COONa, with
the pH-value being set to correspond to
the real environment.
ISO 7539 states that all tests be conducted in electrolytes with compositions
that exist in real environments. This may
involve completely different conditions
for the crack and hence exert an influence on the time to specimen failure.
However, the application of real electrolyte compositions might yield more
representative test results.
It is not the role of this document to
enter the debate on testing environments,
particularly since the issues of test pressure and temperature and oxygen
content, when compared with real environments, have still to be resolved.
Appendix II
Full scale testing
Not only during fabrication, as for instance welding, but also during service
components are subjected to multiaxial
loads which, in addition, might vary
with time. The inadequacy of conventional test methods in simulations of
such real mechanical loading and frequently also the nature of the corrosive
environment has therefore originated
Full Scale (FS) Test procedures, of
which the objective is maximum possible realistic coverage of fabrication- and
service-specific mechanical stressing
and respective corrosive environments.
Such test procedures are not standardized up to the present, but are included
into this document, because they have
548 Riv. Ital. Saldatura - n. 4 - Luglio / Agosto 2007
nents, this means that the welds should
be carried out at the same shrinkage restraint as provided by the real welded
structure, in order to achieve the same
distribution of residual stresses and
strains in the welds. Also additional
loading during fabrication of real structures as, for instance, bending, corresponding to reeling and de-reeling
processes, should be considered. Finally,
the real service loads should be superposed to such fabrication loads, as they
might arise from pressurizing, free spans
and shut downs etc., for instance in
pipeline systems.
The transfer of the mechanical loads to
the test procedure demands great care in
determining the real loads.
The cope with this task, computational
simulation using the finite element
method is, in many cases, an obvious
choice.
III
Corrosive environment
Full Scale Tests, particularly those designed for a pipeline application spectrum of a specific reservoir, require accurate determination also of the natural
transport media before starting a test.
Regarding sour service, apart from the
Cl-ion concentration, the variation range
of the H2S- and CO2-content should for
most of the part be defined. Some
authors recommend additions of respective quantities of gas, water, oil and sand
to the fluid such that the composition is,
in some cases, identical with that of the
natural medium conveyed. For reproducing extremely harmful conditions, e.g.
during flow-standstill, the surface-protecting oil constituents should, however,
be removed, if possible.
In addition, for the investigation of
welded pressurizing pipes made of high
strength steels for hydro power plants,
for instance, realistic formation water
composition should be employed.
The reservoir of the test solution should
have enough capacity to fill the assembly up with the fluid and to provide sufficient reserves for losses and mixture
preparation. Use of 1 m3 of electrolyte in
a Full Scale Test, of which however only
half is contained in the test assembly
itself, seems to be a good choice for
welded pipes having a diameter of about
12 inches. Besides, the reservoir should
be closed, but provided with a safety
valve to prevent leakage of gases which,
if they are toxic, must be passed over to
an appropriate separator. The individual
gases required for the mixture preparation must be separately stored to provide
most manifold variation possibilities for
the fluid composition in Full Scale
Testing.
In order to simulate pipeline applications in which the material is also subjected to an outside environment, the
total test length should be buried or submerged in a receptacle with a covering
which can be filled, for example, with
earth or water corresponding to the real
environment. In order to create biochemical conditions as experienced by buried
or submerged pipelines, the receptacle
could additionally be flushed with corresponding gas mixtures. Respective
quantities of the various acid-forming
and sulphate-reducing bacteria should
also be added and monitored, if such situations might be encountered in practice. Enclosing the test pipe in a receptacle also confers additional protection
against explosion and escape of toxic
gases (H2S) into the laboratory environment, when material failure occurs
under the high pressures which are frequently used.
IV Test assembly
For reproducing real flow conditions of
oil flowlines, the test assembly should
be incorporated into a flow loop. This
equipment should include a hydrodynamic run-in length to keep equipmentspecific turbulence away from the test
length itself. In addition, the representative flow should be established ahead of
the test length, in order to provide constant flow conditions inside of the test
specimen. The research activities concerning the influence of corrosive media
flow characteristics on stress corrosion
cracking are still in their initial stages
and are therefore not yet reflected in
practical Full Scale Tests. However, it is
a proven fact that specifically the creation of so-called “slug flow”, i.e. turbulent flow producing upright backward
waves, must be considered as particularly harmful with respect to stress corrosion cracking. The reproduction of
such flow opens up far-reaching interdisciplinary research perspectives for
Full Scale Tests. Concerning the execution of such flow reproduction tests, it
should be noted at this stage that quick
I Constant Load Test (CLT)
One of the most widely used is the Constant Load Test (CLT) which corresponds to a creep rupture test in a specific corrosive medium.
This test procedure is applied predominantly in the oil and gas industry for
evaluating the susceptibility of materials
to stress corrosion cracking. In particular, it is used to investigate materials of
non-welded components for transporting
H 2 S-containing media in pipes and
pipelines. In all these applications, EFC
recommends this test as a Fitness for
Service Test.
Method A - Uniaxial tensile
specimens (Tensile test)
Appendix III
Applications of stress corrosion
standards
The above recommendations can be
summarized by the key headings as for
the other test procedures:
Material: All weldable materials.
Test solution: Corrosive media in Full
Scale Tests also should correspond as far
as possible to the real conditions. This is
the reason why standard electrolytes are
generally not used in these test procedures. These experiments should be performed with the natural composition of
the medium which should also be at its
real temperature and pressure. Flow rate
and turbulence of the electrolyte must
also be taken into account. Furthermore,
the material surface in the Full Scale
Test should also correspond to the true
service conditions.
Procedure: Much more attention than in
standard tests, in which less crack-critical
parameters are predominantly determined,
must be paid in Full Scale Tests to keeping
the predefined test conditions constant
over the full test period, to allow for separation of different effects. Therefore, the
test procedure should utilise real conditions in which welded components may
be degraded by stress corrosion cracking.
Weldment: Full Scale Tests probably
provide the most comprehensive data
and insight into the corrosion resistance
and service behaviour of welded components. They are particularly suitable for
assessing the resistance of weldments in
comparison to the base material.
C.O. Pettersson et al. - Corrosion testing of welds, a review of methods
and versatile closed-loop controlled
pumps for a wide pressure range are
needed to generate timely variable fluid
flow.
Further examples of slow turbulence,
which may occur during service, e.g. in
bent areas, T-joints and pipe manifolds,
should be examined using an additional
test length to exclude interactions.
All the other conduits, pumps, measuring instruments and reservoirs, in which
the test medium flows, must be more
corrosion resistant than the test length.
Special attention must be given to this
aspect in order to secure galvanic separation of the test material from the rest of
the assembly and to prevent unwanted
side effects resulting from contact corrosion. The materials to be used for the
separation should also be heat and corrosion resistant. PTFE exhibits these properties and is therefore an obvious choice.
Generally, the structural design of the
assembly should be flexible enough to
allow, as far as possible, simultaneous
testing of several test pieces using different load levels, for example. The equipment should also include special devices
capable of accommodating different test
piece configurations, such as pipe bends,
flanges and manifolds.
V Measurements
In view of the fact that Full Scale Tests
procedures are already very cost-intensive and time-consuming, the test assembly should be instrumented as generously as possible with measurement
devices to get a maximum of results
from one test phase. The mechanical
stressing should be measured at a location as near as possible to the test piece,
i.e. the weld, in order to suppress losses
and transmission errors. To accomplish
the same purpose, it is advisable to
measure also the pressure, the temperature and the flow rate of the fluid shortly
before it enters the test pipe. However,
the pH-value, the potential and the concentration of the fluid should be measured in the reservoir, where the flow rate
of the medium is lower.
Full Scale Tests represent today the most
realistic laboratory test procedures. The
last step that remains to be taken towards
supremely realistic conditions in materials testing is to use pipes in lengths representative of those used by the oil and
gas industry.
Riv. Ital. Saldatura - n. 4 - Luglio / Agosto 2007 549
III Constant Strain Test (CST)
If the test frame is very stiff, the specimen undergoes plastic straining whilst
the frame itself remains elastic. Once a
crack has initiated, the stress at the crack
tip will first increase on account of the
local stress concentration. However,
finally, it will decline, as the specimen
extends within the stiff frame. This
means that with a very stiff frame,
straining will be limited and may be insufficient to cause tearing (i.e. crack extension). Thus, in Constant Strain Tests,
the test frame is much stiffer than the
specimen, whilst in a Sustained Load
Test, the test frame is softer than the
specimen. On the basis that the test
frame takes over the function of a real
Load Test (SLT). In the latter test, a
tensile specimen is axially clamped into
a ring-shaped frame. Another variant
consists in pre-loading the specimen
using a calibrated spring. In this procedure, the global stress σglob, remains unchanged, at first, as in the Constant Load
Test. However, when crack initiation
occurs, the specimen extends in an axial
direction causing a decrease of the load
imposed by the frame. The global stress
σ glob remains constant only until the
crack is initiated. Hence, in order to
avoid a decline in the local stress σloc as
the crack grows, the elastic clamping in
the test rig must be appropriately high.
To summarise this, it appears that the
SLT is more realistic than the CLT,
because real components in service will
also show some compliance or relaxation when a crack has been initiated.
But in this context the question arises of
how realistic an extrinsic compliant
axial tensile loading is with increasing
crack propagation, as it is simulated in a
Sustained Load Test. Realistic loading
would only be conceivable in cases
where the crack, and the region in the
component through which it passes, are
relatively large compared to the global
structure. Usually, failure by hydrogenassisted stress corrosion cracking takes
place in regions with the highest stress
levels, i.e. in notched thin cross-sections.
Systems consisting of very stiff specimens and soft frames are therefore not
very representative of structures in
which stress corrosion cracking - susceptible areas are surrounded by thick
walls.
C.O. Pettersson et al. - Corrosion testing of welds, a review of methods
In many cases, the Constant Load Test is
conducted under “real” conditions, e.g.
at elevated temperature and high pressure.
These tests are carried out by selecting a
specimen loading as high as the expected in-service loading which, in the
case of pipelines and oil production
plants, is near the yield strength or proof
stress of the material to be used.
Hence, the criterion for the acceptance
of materials for pipework and pipelines
in oil and gas production following the
EFC-guidelines equates to an allowable
stress of σth ≈ 0.9 -. Rp0.2.
Unlike frequent real multiaxial loading
in practice, the stress in this test procedure, can only be imposed unidirectionally. It has to be appreciated that the
tensile specimens are able to creep
during the Constant Load Test in an uncontrolled manner, thus changing this
test into a type of test operating with
constantly decreasing plastic deformation. This means that the limit stress
called for in many specifications for this
test, e.g. 90% of the yield strength or
proof stress, is perfectly reasonable.
EFC considers a test duration of 720
hours to be sufficient for assessing the
resistance of a material to stress corrosion cracking. The reason for this recommendation is that exceeding this
time limit could lead to pitting corrosion
of the specimen surface, which could invalidate the test result, if local stress
concentrations and hydrogen were
present.
It should be noted that materials employed in oil and gas production are
usually exposed for several months or
years to H2S-containing media. Consequently, if a material does not fail in the
Constant Load Test, this is not an assurance that no damage will occur, later, in
service. Furthermore, the limited test duration may result in any possible relationship between pitting corrosion and
stress corrosion cracking going unrecognised. It is therefore recommended the
test duration be prolonged to at least the
time when pitting corrosion begins to
take place, in order to establish whether
or not it has any influence on stress corrosion cracking.
II Sustained Load Test (SLT)
The NACE standard differentiates
between the CLT and the Sustained
550 Riv. Ital. Saldatura - n. 4 - Luglio / Agosto 2007
component, Constant Strain Tests are
more typical of real structures than Sustained Load Tests and therefore reflect
engineering applications more frequently.
This makes it clear that when deciding
between carrying out tests with constant
load or with constant strain, the decision
must be related to specific applications,
i.e. whether, in service, the component
will be subjected to a constant load or a
fixed displacement.
As compared to Constant Load Tests,
Constant Strain Tests in conformity with
the EFC-guidelines are regarded as less
severe, thus requiring specimen loading
up to the proof stress or yield strength.
For the purposes of determining loads in
a Constant Strain Test, it is necessary to
take account of the influence of temperature on material strength.
For the case of elevated temperature
testing, it is possible that uncontrolled
creep may occur during a Constant
Strain Test. This effect assumes special
significance when the test material and
the frame material have different
thermal expansion coefficients, or are
physically separated from each other by
plastic material, which may experience
significant creep, even at room temperature.
Microcreep, however, may also occur at
lower loads than those specified and
cannot, therefore, be excluded in any test
using constant loading of plain specimens. For this reason, it is reasonable to
carry out several tests under the same
conditions using various amounts of mechanical loading.
It is reasonable, furthermore, to check
each completed test, which has been
carried out on plain specimens with constant loading, by subsequently conducting a standard tensile test under normal
conditions. This would reveal any possible degradation of mechanical properties
resulting from corrosion reactions
during the original test.
Method B - Bending specimens
(Bend Tests)
In contrast to uniaxial tensile loading,
the loading of the test pieces may also be
performed by bending. Tests using bent
specimens are less elaborate and are preferred when space is limited for the accommodation of large test machines. It
should however be considered that only
half of the material surface is under
tension, which additionally exhibits a
gradient in the plate thickness direction
and becomes zero at the neutral axis.
Consequently, the results of tests with
test pieces subjected to bend loading
may differ significantly from those using
axial loading of tensile specimens. In addition, the various shapes of bending
specimens involve different stress distributions over the length and width of the
specimens as well as a two-dimensional
stress condition in some specimens.
Therefore, the results of tests using
bending specimens are also not directly
comparable to each other. In the Bend
Beam Test (BBT), the first type of test
set-up is based on bending beam-shaped
test strips which primarily allows testing
of materials available in the form of
plates or disks. But it is also possible in
this test to prepare test material from
pipes or round billets.
Following the principle of constant
strain, a relatively soft specimen is provided with stiff fixturing such that the
global strain, σglob, decreases with crack
extension. For each test, the highest
tensile stress at the surface of the test
piece is selected as the test stress. Only
tests with elastic specimen loading can
be evaluated, since test stresses above
the yield strength or proof stress, are difficult to predict by computation.
Specimen geometries available include:
Two-, Three- and Four-Point Bend Test
(2, 3 and 4PBT), the Welded or Bolt
Loaded Double Beam Test (WDBT or
BLDBT, resp.) and the Constant
Moment Beam Test (CMBT).
The specimen dimensions and further
specific features of the tests are shown in
the standards. The Two-. Three- and
Four-Point Bend Tests are most frequently used. In both the Two- and the
Three-Point Bend Test, the maximum
tensile stress is in the beam centre and
drops to zero at the specimen ends. In
practice, the 2PBT and the 4PBT are
preferred over the 3PBT, since crevice
corrosion is a potential hazard at the
contact points in the 3PBT or also in the
Shell Type Test (STT) described in detail
by Ikeda et al. and takes place at the
point of maximum mechanical loading.
The electrochemical conditions present
at this location may differ in such cases
from those on the rest of the surface. In
comparison to the 2PBT and the 3PBT,
stress which largely corresponds to real
radial pipe wall pressure loading.
C-rings are typical specimens for constant straining. But with the help of a
calibrated spring it is also possible to
impose a largely constant load on them.
Another option is to produce a multiaxial stress condition by providing the
specimen with a notch which makes it
necessary to determine the stress prevailing in the notch root with the help of
the respective stress concentration
factor.
But what applies to bend beam specimens is also true for ring specimens,
namely that the global stresses, σglob, decrease with increasing crack length as
soon as crack initiation occurs. Likewise, the circumferential stress is not
uniformly distributed. Maximum stressing takes place in the bow centre and
drops to zero in the two fixturings. The
most accurate method of determining
the specimen loading relies on the application of strain gauges along the tensile
loaded surface. Analogously to bend
beam specimens, plastic loading of Crings is also not recommended, unless an
exact correlation of deformation can be
established between the strain gauge
measurements and a stress-strain
diagram of the tested material.
Weldment: Testing of welds appears to
be doubtful due to the equally poor
transferability of the real shrinkage reaction stresses, as described for the bend
beam specimens.
Unlike C-rings, so-called O-rings are
subjected to uniform stress over the
entire circumference by pulling an oversize plug over the ring. The O-Ring Test
is regarded as more realistic than the
other bending specimens, since it
permits the reproduction of in-service
loadings of structures with tight fits. In
order to ensure maximum possible uniformity of circumferential stress, it
should be made sure that the O-ring
width does not exceed the four-fold wall
thickness.
Varying tensile stress versus wall thickness suggests that this test should also be
used for examining stress corrosion
cracking in circumferentially welded
pipelines in order to reproduce, for instance, stresses in the pipe wall produced by overpressure. But right from
the beginning, practical limits are set to
this application profile on account of
C.O. Pettersson et al. - Corrosion testing of welds, a review of methods
the 4PBT offers the advantage of constant stress between the two internal
loading points. This is also true for the
WDBT in which constant stress prevails
in the beams at the height of the wedge.
But this test method, as compared to the
4PBT, suffers from the drawback that
weld defects at the ends may cause inhomogeneous stress distributions in both
beams. For this reason, an alternative is
suggested in the EFC-guideline allowing
bolting of the ends.
Weldment: Among all tests using bent
beam specimens, only the CBMT configuration provides equal stress over the
entire length of the test piece. This effect
makes this test particularly suitable for
situations in which the quantity of available test material is limited. In conformance with the EFC guidelines the
4PBT is considered to be suited also to
weld testing in view of the susceptibility
to hydrogen-assisted stress corrosion
cracking. In this test, the weld is preferably loaded in transverse direction, but
longitudinal loading may be applied as
well. However, such load imposition
may at best only approximately reproduce the in-service loading of a welded
component.
This is not at all sufficient, particularly
since additional residual stresses are
present in a weld as a result of the
welding process. The level of the reaction stresses resulting from restrained
weld shrinkage depends on the respective component stiffness, and is unlikely
to be transferred in direction and height
to the simple configuration. This means
that the real shrinkage reaction stresses
of welds cannot accurately be simulated
in the 4PBT and that its suitability for
weld testing has thus to be called into
question.
Method C - Bending specimens
(C-ring Specimens)
Ring specimens bent with the help of
screws are above all suited to pipe
testing, since they can easily be prepared
and have no size limit. For accurate
specimen preparation and loading, it
should be ensured that the outside diameter is D0 ≥ 20 mm.
C-ring specimens are often used to investigate the susceptibility of pipeline
materials to stress corrosion cracking,
since ring expansion produces inside
tension stress and outside compression
Riv. Ital. Saldatura - n. 4 - Luglio / Agosto 2007 551
most frequently used for determining the
stress corrosion cracking resistance of a
material. In the seventies and eighties,
this test method was often used to assess
the resistance of low-alloyed martensitic
steels to H2S-containing media. In contrast to the similar CT-specimens, such
samples are suitable for studying crack
growth across a broad spectrum of stress
intensity factors. In addition, the specified low height/length ratio allows sampling from thin-walled components and
even from larger pipelines. In order to
assure a plane strain condition, prediction of the KISCC-value is necessary. Like
with the CT-specimens, the opening of
the test piece is usually kept constant
Acknowledgements to IIW Sub-commission IX H and its chairman Dr. Chris
Farrar for guidance and support when
writing this document.
Acknowledgements
with the help of a wedge, although constant loading is also possible, For
reasons of symmetry, however, the
starter crack required in the test should,
even in aluminium specimens, not be
generated with the help of the wedge.
Various equations are given in the specifications and guidelines for crack propagation calculation.
Questo documento è stato preparato da esperti nel campo delle prove di corrosione e delle leghe resistenti alla corrosione, sotto gli auspici della Sottocommissione IX-H dell’International Institute of Welding (IIW). Esso deve intendersi come una utile guida sulle prove di corrosione normate, elencate in
numerose norme nazionali ed internazionali. Molte prove di corrosione erano
state originariamente sviluppate per valutare le varie proprietà legate alla corrosione dei metalli e delle loro leghe. Molte di queste prove sono state modificate o adottate per l’utilizzo sui giunti saldati, infatti questo documento è stato
pensato come un riassunto delle caratteristiche delle varie prove nel contesto
delle saldature.
Il documento non intende essere un libro di testo sulle prove di corrosione
ma si spera che possa essere un valido aiuto per gli ingegneri di saldatura e dei
materiali che, nel loro proprio ambito, non siano specialisti in corrosione.
È importante puntualizzare che questo documento è una rassegna delle
norme pubblicate e non deve quindi essere utilizzato in sostituzione delle
norme stesse. Per più precisi e specifici dettagli si invitano i lettori a riferirsi
alle norme originali.
Prove di corrosione sulle saldature, una panoramica dei metodi
Sommario
C.O. Pettersson et al. - Corrosion testing of welds, a review of methods
crevice corrosion to be anticipated
between bolt and ring.
Method D - Double Cantilever Beam
Test
I Cantilever Bend Specimens
In analogy to the Bend Beam Test,
single-edge notched cantilever-type
specimens are used in the Cantilever
Bend Test (CBT) which are bent around
three or four contact points. But unlike
plain specimens, they are subjected to a
constant load such that they represent a
typical test set-up for exact determination of stress intensity factors increasing
with the crack length. Crack growth is
usually measured with the help of strain
gauges at the point of force introduction.
The specified specimen geometry is
shown in both standards.
II Compact Specimens
The test with compact specimens
(Compact Test, CT) is normally carried
out by providing the specimen with a
constant crack opening using a wedge,
even though constant loading of such
specimens is stated in some literature
references. This means that the stress intensity factor will decrease with increasing crack length.
Equations for calculating the critical
stress intensity factors KISCC and Klc can
be adopted from the relevant standards.
III Double Cantilever Beam
Specimens
Among all fracture mechanics tests, the
Double Cantilever Beam Test (DCBT) is
552 Riv. Ital. Saldatura - n. 4 - Luglio / Agosto 2007
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TIPO DI INSERZIONE
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- Risguardo al Sommario:
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- ABB.TO ESTERO:
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1100,00
700,00
450,00
350,00
220,00
2500,00
1400,00
1400,00
1900,00
1150,00
1150,00
1400,00
1500,00
1500,00
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90,00
155,00
20,00
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* Per gli inserti di più pagine il prezzo sarà concordato caso per caso;
* Sulle tariffe indicate si applica lo sconto del 10% per le Società associate all’Istituto Italiano della Saldatura;
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Per informazioni e prenotazioni: Franco Ricciardi / Promozione IIS
Tel. 010 8341.389 - fax 010 8341.399 - E-mail: [email protected]
IIS Didattica
(B)
senza di una lega brasante portata a
fusione all’interfaccia tra le superfici da
saldare, mantenute premute con un opportuno livello di pressione meccanica.
Se il processo viene protratto per il tempo
necessario, a saldatura ultimata non resta
alcuna traccia della lega brasante.
Per una migliore comprensione del processo occorre ricordare che le superfici
dei materiali metallici sono caratterizzate da una certa rugosità, da eventuali
strati di ossido o dovuti allo sviluppo di
specifiche reazioni chimiche, dalla presenza di inclusioni non metalliche allo
stato solido o liquido (grassi, oli, inquinanti), di gas o altri elementi adsorbiti
sino ad una certa profondità. Per ottenere una corretta saldatura allo stato
solido devono essere garantite due condizioni almeno, l’intimo contatto tra le
superfici e la rimozione di eventuali
strati o contaminazioni superficiali.
Nel caso più frequente di saldatura a diffusione senza l’ausilio di materiali d’apporto, la dinamica del processo è in sintesi
con quella descritta nella Figura 30:
(A)
(D)
Riv. Ital. Saldatura - n. 4 - Luglio / Agosto 2007 555
Figura 30 - Principali fasi della saldatura a
diffusione.
(C)
disponendo la necessaria preparazione superficiale (Fig. 29);
• due leghe simili per composizione
chimica, come nel caso precedente,
possono anche essere saldate mediante
l’interposizione di un sottile strato di
un secondo materiale che promuova la
diffusione allo stato solido ed il contatto superficiale mediante la permanenza ad opportune temperature;
• due leghe differenti per composizione
chimica, quindi anche per caratteristiche chimico - fisiche, possono comunque essere saldate promuovendo
processi di diffusione allo stato solido
all’interfaccia tali da creare opportuni
legami di tipo metallico; allo stesso
modo, leghe differenti possono essere
saldate con l’ausilio di un terzo tipo
di materiale che favorisca e migliori il
contatto superficiale, come nel caso
precedente, ed anche lo svolgimento
dei processi di diffusione.
Una nota variante del processo è la brasatura per diffusione (diffusion brazing DFB), la quale è invece basata sulla pre-
Processi speciali di saldatura.
Parte 2 - La saldatura
a diffusione, ad alta frequenza
ed alluminotermica **
La saldatura a diffusione
(diffusion bonding, DFW)
La saldatura a diffusione è un processo
di saldatura allo stato solido che prevede
l’applicazione di una pressione normale
alle superfici da saldare ad elevata temperatura in assenza di deformazione macroscopica delle due parti o di loro movimento relativo.
Talvolta, viene utilizzato materiale d’apporto a contatto con le due superfici.
Il processo si presta a numerose combinazioni:
• due leghe simili per composizione
chimica, quindi per caratteristiche
chimico - fisiche, possono essere
saldate direttamente tra loro, selezionando opportuni valori di temperatura, pressione, tempo sulla base delle
caratteristiche delle stesse leghe, pre-
Figura 29 - Saldatura a diffusione di due
leghe Ni - Cb (il giunto è indicativamente
posizionato tra i due riferimenti).
*
Redazione a cura della Divisione FOR - Formazione e insegnamento dell’Istituto Italiano della Saldatura - Genova.
dove:
• D è il coefficiente di diffusione, funzione della T;
• t il tempo;
• C una costante.
Appare chiaro quindi che tempi molto
lunghi risultano via via meno efficaci ai
fini dei processi di diffusione; d’altra
parte, la semplice relazione di cui sopra
non tiene in considerazione le variazioni
microstrutturali dovute proprio ai processi di diffusione, ad esempio i fenomeni di ricristallizzazione della matrice.
Nella pratica, il tempo varia da alcuni
secondi sino a diverse decine di ore,
senza dimenticare che occorre raggiungere la temperatura desiderata superando l’inerzia termica delle attrezzature, dei forni in particolare, fatto che va
considerato nell’economia complessiva
del processo.
La pressione è il terzo fondamentale
parametro, per quanto non sia possibile
descriverne l’effetto attraverso relazioni
numeriche. Essa influenza varie fasi del
processo, quali ad esempio quella iniziale di formazione del legame metallico; in termini generali, a parità di altre
condizioni, maggiori livelli di pressione
consentono di norma giunti con resistenza più elevata, probabilmente grazie
alla maggiore superficie reale di contatto
che si ottiene inizialmente.
Il valore di pressione è a sua volta correlato con la temperatura ed il tempo; un
dato comune a tutte le applicazioni è la
necessità di limitare la pressione a valori
inferiori al carico di snervamento del
materiale alla temperatura di saldatura.
Oltre alle suddette considerazioni,
x = C * (D*t)1/2
È chiaro che la temperatura ha dunque
un effetto esponenziale, per cui anche
sue piccole variazioni determinano conseguenze rilevanti. Di norma, la temperatura utilizzata è superiore a 0,5 la temperatura di fusione della lega, spesso tale
valore è anzi compreso tra 0,6 e 0,8.
È chiaro che la scelta della effettiva temperatura va posta in relazione con quella
degli altri parametri del ciclo di saldatura.
Anche il tempo assume una rilevanza
notevole nel processo, dato che il percorso medio x di un dato atomo per diffusione è ad esso correlato attraverso la
seguente relazione:
Processi speciali di saldatura. Parte 2 - La saldatura a diffusione, ad alta frequenza ed alluminotermica
inizialmente, il contatto si verifica attraverso un ridotto numero di punti che sono
rapidamente portati prima in campo plastico e quindi in regime di scorrimento a
caldo, con forti deformazioni locali e progressivo aumento dell’area di contatto.
All’inizio della fase (B) esistono in sostanza superfici di contatto intergranulari
con alcuni vuoti distribuiti: per effetto dei
fenomeni di diffusione, i vuoti sono gradualmente riassorbiti e si mettono in atto
processi di riscristallizzazione all’interfaccia che eliminano l’originale superficie
teorica di contatto. Nella terza fase (C) i
vuoti sono gradualmente assorbiti dalla
diffusione e dalla formazione per accrescimento di nuovi grani, sino ad arrivare
alla configurazione finale (D).
Va osservato che la variabile principale
è la temperatura del processo durante la
prima fase, insieme con la pressione determina l’estensione dell’area di contatto ed è determinante per i processi di
diffusione che governano la seconda e
terza fase.
La pressione è a sua volta essenziale
durante la prima fase per promuovere la
nascita di una adeguata superficie di
contatto: superata questa fase la pressione può essere anche eliminata. Analogamente, un’eccessiva rugosità superficiale ostacola lo sviluppo della prima
fase e può generare vuoti di maggiori dimensioni, più difficili da rimuovere nelle
fasi successive. Il tempo, infine, è funzione della pressione e della temperatura
utilizzate e non può dunque essere considerata una variabile indipendente.
Variabili fondamentali dei processi di
diffusione
Le variabili principali dei processi a diffusione sono certamente la temperatura,
il tempo e la pressione.
La prima variabile, la temperatura, influenza di fatto tutte le fasi del processo
ed è probabilmente la più importante.
Sul piano teorico è utile ricordare che i
processi di diffusione sono descritti dalla
relazione:
D = D0* e-[Q/(k*T)]
Dove:
• D è il coefficiente di diffusione, funzione della temperatura T;
D0 una costante di proporzionalità;
Q l’apporto di energia (calore);
T la temperatura (in °K);
K la costante di Boltzmann.
•
•
•
•
556 Riv. Ital. Saldatura - n. 4 - Luglio / Agosto 2007
occorre valutare inoltre, l’importanza di
ulteriori fattori di natura metallurgica,
come ad esempio le trasformazioni allo
stato solido e i fattori microstrutturali in
grado di modificare il coefficiente di diffusione.
Il primo fattore è ovviamente significativo solo per talune famiglie di leghe
(alcuni acciai, leghe di titanio ad
esempio); occorre ricordare anche che
talvolta sono utilizzati acceleratori di
diffusione, ossia consumabili in grado di
diffondere con rapidità e favorire quindi
la nascita di legami metallici. È però
chiaro che tali acceleranti, in soluzione
nella matrice, non devono comportare
conseguenze metallurgiche significative,
restando al di sotto del loro limite di solubilità.
In genere, quando utilizzati, tali consumabili hanno spessori non superiori a
0.25 mm; essi sono in grado di migliorare le condizioni di saldatura riducendo
i valori di temperatura, pressione e
tempo necessari. Spesso tali consumabili
sono gli elementi metallici non legati
che costituiscono la matrice della lega
saldata (titanio puro, ad esempio, per la
saldatura di leghe di titanio), con l’eccezione dell’argento nella saldatura delle
leghe di alluminio (che sono, peraltro,
tra le più difficili da saldare per effetto
della rapida formazione di allumina ad
elevata temperatura).
Preparazione delle superfici
La preparazione delle superfici deve garantire l’obiettivo di una loro adeguata
pulitura quanto il raggiungimento di una
rugosità superficiale idonea allo scopo.
È inoltre necessario anche provvedere
alla rimozione di eventuali strati di
ossido, rivestimenti superficiali che
possano inibire lo sviluppo dei processi
di diffusione: di norma, sono utilizzate
allo scopo specifiche lavorazioni di macchina(1).
Considerando poi il principio del processo è chiaro che le condizioni di contatto devono essere ottimali ed uniformi:
ciò è possibile solo con superfici adeguatamente piane ed accostate con tolleranze estremamente ridotte.
La preparazione chimica delle superfici
(1)
Una conseguenza favorevole di dette lavorazioni è che i processi di diffusione sono favoriti
dalla ricristallizzazione delle superfici incrudite
per effetto delle lavorazioni suddette.
è effettuata in genere con adeguati solventi e/o detergenti e può essere assimilabile, per importanza e finalità, a quella
normalmente richiesta per la preparazione degli stessi materiali all’incollaggio strutturale. Disponendo di forni a
vuoto, è anche possibile utilizzarli per
ottenere la rimozione di strati di sostanze
inquinanti adsorbiti superficialmente,
portando il pezzo ad una certa temperatura, in forno, per un tempo sufficiente(2).
Vantaggi e limitazioni
Tra i principali vantaggi possono essere
citati i seguenti:
• i giunti possono avere proprietà e microstrutture praticamente identiche a
quelle del materiale base, fatto fondamentale nel caso di strutture leggere,
che non si intenda penalizzare con
criteri di dimensionamento eccessivamente conservativi;
• le distorsioni risultano estremamente
ridotte, riducendo o eliminando la necessità di lavorazioni o finiture successive;
• sono possibili combinazioni tra
metalli o leghe impossibili con i
metodi di saldatura per fusione;
• sono possibili giunzioni con geometrie anche non assial-simmetriche, richieste dalla saldatura ad attrito convenzionale;
• sono possibili saldature anche tra superfici difficilmente accessibili;
• è possibile evitare il preriscaldo di
parti anche di grande spessore, ad
esempio di rame o sue leghe;
• le discontinuità tipiche della saldatura
ad arco non sono riscontrabili in
quella a diffusione.
D’altra parte, il processo presenta alcune
limitazioni o svantaggi, tra cui:
• il ciclo di saldatura è più lungo di
quello caratteristico della maggior
parte degli altri processi;
• il costo degli impianti è elevato e gli
stessi possono limitare fortemente le
massime dimensioni dei particolari
saldati;
• malgrado la possibilità di saldare più
pezzi contemporaneamente, non è un
processo adatto a produzioni intensive;
• non sono disponibili materiali di
(2)
È chiaro che, in questo modo, si ottiene però
una certa contaminazione del forno che può
compromettere la riuscita della successiva saldatura, se non sono previsti lavaggi intermedi.
presentano di norma
un’elevata resistenza
al creep e richiedono
spesso elevate pressioni di saldatura,
con l’ulteriore problema legato alla formazione di strati di
ossido refrattario,
dato che l’ossigeno
non è solubile nella
matrice come nel
caso del titanio.
È peraltro chiaro,
che leghe fornite allo stato incrudito,
subiscono localmente effetti assimilabili
alla ricottura con una sensibile diminuzione delle caratteristiche tensili, mentre
leghe trattate termicamente (invecchiate)
possono essere ritrattate durante la
stessa saldatura selezionando valori di
temperatura vicini a quelli di invecchiamento oppure con trattamenti dopo saldatura.
Numerose applicazioni riguardano,
come accennato, leghe di titanio (in particolare il Grado 5, Ti6Al4V), per la fabbricazione di componenti per l’industria
aeronautica o aerospaziale, in cui la saldatura a diffusione consente di ottenere
dettagli strutturali con grandi risparmi di
tempo a confronto con altre tecnologie
di fabbricazione (Fig. 31). In questi
settori, non raramente il processo è abbi-
Processi speciali di saldatura. Parte 2 - La saldatura a diffusione, ad alta frequenza ed alluminotermica
apporto per tutte le combinazioni tra
materiali base che potrebbero risultare interessanti;
• la progettazione dei giunti e la loro
ispezionabilità sono differenti da
quelle in uso per giunti saldati per
fusione. A questo proposito, data
anche la natura e la giacitura delle
possibili imperfezioni, l’esame ultrasonoro è quello più utilizzato per
queste tipologie di giunto saldato;
• la preparazione della superficie ed il
loro fit-up richiedono una cura molto
superiore a quella dei più comuni
processi per fusione;
• la saldatura (o brasatura) deve spesso
essere effettuata in vuoto o in forni
con atmosfera protettiva, aumentando
la complessità del sistema ed i costi
correlati.
Figura 32 - Stutture X-rib e C-rib ottenute
per DB-SPF (cortesia Alenia).
Figura 31 - Microstruttura di un giunto
saldato con DB (lega ASTM B265 Ti6Al4V).
Applicazioni
caratteristiche
La saldatura a diffusione è ormai applicata ad un ampio
spettro di leghe nell’ambito di giunti
omogenei o eterogenei; spesso le applicazioni riguardano leghe di
titanio, di nichel, di
alluminio e loro
combinazioni.
Le leghe di titanio
in particolare si dimostrano molto
adatte per via della
relativamente bassa
resistenza al creep
e della solubilità
dell’ossigeno nella
matrice; viceversa,
le leghe di nichel
Riv. Ital. Saldatura - n. 4 - Luglio / Agosto 2007 557
HF
(A)
HF
(J)
(E)
(B)
(F)
HF
HF
(K)
secondo, la formazione di correnti
indotte con opportuni sistemi elettrici.
Considerando il
principio fisico del
processo, è chiaro
che correnti a frequenze relativamente modeste (da
50 a 360 Hz circa)
non garantiscono un
riscaldamento sufficientemente localizzato(3), costringendo
di conseguenza ad
aumentarne l’intensità con ovvi problemi. Viceversa,
con correnti di frequenza adeguata è
possibile limitarne
l’intensità riducendo quindi il dimensionamento dei
cavi e dei contatti
elettrici.
Il processo risulta inoltre molto efficiente sul piano del rendimento, poiché
l’apporto termico è concentrato in un
volume limitato proprio in corrispondenza delle superfici da saldare: una
delle conseguenze è la notevole velocità
di saldatura che si può ottenere con impianti automatici.
(3)
(G)
(C)
HF
(D)
(H)
HF
HF
Fisicamente, la profondità di penetrazione di
una corrente elettrica è correlata alla sua frequenza in modo inversamente proporzionale.
HF
HF
Figura 34 - Esempi di giunti saldati ad alta frequenza.
HF
perfici da saldare, con l’ausilio di forze
normali alle superfici che determinano
una sorta di forgiatura del giunto.
In particolare, la saldatura ad alta frequenza può in realtà essere effettuata
come saldatura ad alta frequenza per resistenza elettrica (HFRW) oppure come
saldatura ad alta frequenza ad induzione
(HFIW): la differenza fondamentale è
che nel primo caso si ha il passaggio
diretto di corrente nel pezzo, nel
Figura 33 - Forno per saldatura a diffusione.
Processi speciali di saldatura. Parte 2 - La saldatura a diffusione, ad alta frequenza ed alluminotermica
nato a tecniche di superplastic forming
(si parla, quindi, di DB-SPF), allo scopo
di ottenere appunto parti con sezioni
complesse con prestazioni assimilabili a
quelle dello stesso particolare non
saldato (Fig. 32).
Come detto, molte leghe di nichel presentano difficoltà per la loro elevata resistenza ad alta temperatura ed allo scorrimento viscoso; esse devono essere
saldate a temperature non lontane da
quelle di fusione con elevati valori di
pressione, curando particolarmente la
preparazione superficiale per evitare la
formazione di ossidi all’interfaccia.
Talvolta viene utilizzato nichel puro o
leghe debolmente legate per promuovere la diffusione all’interfaccia, con
spessori variabili da 2.5 a 25 micron; a
titolo di esempio, una lega come l’Inconel 600 (Alloy 600) è di norma saldata a
temperature di circa 1090°C, con pressioni variabili tra 690 e 3500 kPa e
tempi di circa 30’.
Anche le leghe di alluminio sono talvolta saldate con questo processo, a condizione di controllare il problema della
formazione di allumina all’interfaccia;
una lega come la 6061 è ad esempio
saldata a temperature di circa 385°C,
pressioni di 26 MPa con cicli di alcune
ore (una sola ora può essere sufficiente
aumentando la temperatura a circa
540°C e riducendo la pressione a circa
7 MPa).
Talvolta le superfici sono preparate con
il riporto per elettrolisi o in fase vapore
di sottili strati di argento o di leghe base
oro per prevenire l’ossidazione in saldatura e promuovere la diffusione.
Gli stessi acciai possono essere saldati
per applicazioni speciali, quando i costi
della tecnologia siano compensati dalle
eccellenti caratteristiche della giunzione
o dalla possibilità di saldare geometrie
molto complesse o a ridotta accessibilità
con processi convenzionali. Gli esempi
di acciai saldati variano dall’acciaio al
carbonio, all’inossidabile austenitico, all’inossidabile martensitico.
La saldatura ad alta
frequenza (HFW)
Con questo nome sono indicati tutti quei
processi che prevedono l’uso di correnti
elettriche ad elevata frequenza per generare calore in corrispondenza delle su-
558 Riv. Ital. Saldatura - n. 4 - Luglio / Agosto 2007
Figura 35 - Correlazione tra frequenza e
profondità di penetrazione.
D’altra parte, risulta molto importante
l’accuratezza nella preparazione delle
superfici da saldare e nel loro fit-up preliminare all’inizio del ciclo di saldatura;
di norma non sono usati sistemi di protezione nei confronti dell’ossidazione atmosferica a meno di alcuni casi in cui
vengono immessi gas inerti (per leghe
particolarmente reattive come alcune
leghe di titanio e taluni acciai inossidabili).
Alcuni esempi delle tipologie di giunzione realizzabili con la saldatura ad alta
frequenza sono riportati nella Figura 34
(con HF è indicato il punto di erogazione
della corrente ad alta frequenza,
appunto).
Caratteristiche fondamentali del
processo
Come noto, dalla fisica, correnti elettriche ad alta frequenza tendono, in un
conduttore metallico, a fluire in prossimità della sua superficie arrivando a profondità piuttosto limitate: questo fenomeno è definito infatti effetto pelle (skin
effect).
Una descrizione quantitativa del fenomeno è data dal diagramma riportato
nella Figura 35 (tratto da Welding Handbook, Vol. 2), che illustra per alcuni
metalli e loro leghe la correlazione tra la
frequenza dalla corrente elettrica e la
profondità di penetrazione, in funzione
della temperatura del materiale.
D’altra parte, un incremento della frequenza corrisponde ad un incremento
(4)
L’impeder deve essere raffreddato per impedire
che superi la T di Curie, perdendo le proprie caratteristiche ferromagnetiche.
quale è applicata la pressione meccanica
che garantisce la fase di forgiatura del
giunto, con la fuoriuscita di una limitata
quantità di materiale da ambo i lati
(eventualmente anche di impurezze giacenti sulle superfici). Nel caso di saldatura di tubi molto sottili, in cui ad
esempio lo spessore è circa il doppio
della profondità di penetrazione della
corrente, è opportuno l’impiego di un
corpo magnetico (detto impeder), che ha
lo scopo di limitare l’intensità di corrente che fluisce lungo la superficie
interna del tubo, rendendo meno efficace
il processo (4). Al crescere del diametro
divengono maggiori le perdite di efficienza del processo legate alla corrente
che fluisce sulla superficie esterna del
tubo rispetto a quella che percorre la “V”
in corrispondenza del punto di saldatura,
per cui il processo perde competitività.
Nelle Figure 37 A e B sono illustrate le
due tecnologie applicabili (HFIW ed
HFRW).
Un diverso tipo di geometria riguarda la
saldatura testa a testa di parti di lunghezza finita, come quella schematicamente rappresentata nella Figura 38; la
corrente (HFRW) è portata da due conduttori su talloni di estremità che sono di
norma circondati da un involucro magnetico, come quello raffigurato nella
Figura 36C (per rendere più esigua la
Figura 36 - Effetto della frequenza e del
posizionamento del conduttore.
Processi speciali di saldatura. Parte 2 - La saldatura a diffusione, ad alta frequenza ed alluminotermica
della resistenza in quanto il flusso di corrente è limitato ad una porzione inferiore
di materiale, con un incremento della
sua resistenza ohmica. Nella Figura 36
sono inoltre illustrati ulteriori aspetti
fisici, con particolare riferimento all’effetto legato alla distanza del conduttore
rispetto alla superficie, alla sua sezione
geometrica, alla presenza di parti metalliche attorno al conduttore stesso (come
nella parte C della figura suddetta).
È evidente come la maggiore frequenza
determini un flusso di corrente indotta
limitato ad una porzione ristretta del materiale, favorendo dunque l’efficienza
del processo e accelerando quindi il processo di saldatura nelle applicazioni industriali.
Uno dei campi di applicazione di maggiore diffusione è certamente quello
della saldatura longitudinale di tubi partendo da una bandella ripiegata su se
stessa, le cui estremità sono accostate e
quindi saldate con opportuni cicli di corrente e di pressione (tube seam welding).
Le apparecchiature prevedono l’uso di
una bobina induttrice in rame per generare la corrente indotta sul pezzo, che
risulta caratterizzato da una sorta di geometria a “V” nella zona di saldatura, che
si chiude al suo vertice (il punto di saldatura).
La velocità di avanzamento e l’intensità
di corrente sono regolate in modo da ottenere la temperatura adatta alla saldatura quando le superfici arrivano a contatto presso il punto di saldatura, dopo il
Riv. Ital. Saldatura - n. 4 - Luglio / Agosto 2007 559
• velocità di avanzamento notevoli:
- per saldature longitudinali di tubi
di diametro tra 8” e 48” si possono
raggiungere velocità di 30 m/min,
con spessori di circa 1/2”;
- per tubi DN 1/2”, con piccoli spessori (da 0,6 a 1,7 mm) si arriva a
velocità da 60 a 240 m/min;
• il campo di spessori saldabili varia da
0,1 mm fino a circa 25 mm;
• è possibile la saldatura di una notevole varietà di materiali;
• le deformazioni indotte dal ciclo
termico risultano estremamente limitate.
Per contro, è possibile evidenziare le seguenti limitazioni:
• possibilità di disturbi elettromagnetici (nel caso le frequenze in gioco
siano radiofrequenze);
• il processo risulta economicamente
Processi speciali di saldatura. Parte 2 - La saldatura a diffusione, ad alta frequenza ed alluminotermica
Figura 37 A - Saldatura longitudinale di tubi
(HFIW).
sezione del materiale percorsa da corrente). Raggiunta la desiderata temperatura può iniziare il ciclo di pressione per
conferire la necessaria forgiatura; nel
caso di parti di medie dimensioni è possibile con un singolo impianto ottenere
produttività anche oltre i 1000 pezzi/ora.
Vantaggi e limitazioni
Tra i principali vantaggi possono essere
citati i seguenti:
• ZTA estremamente limitate;
• possibilità di eliminazione del trattamento termico dopo saldatura
(PWHT) per numerose tipologie di
giunzione;
• elevata produttività, che rende il processo estremamente interessante per
produzioni di grande serie;
• notevole efficienza energetica del
processo;
Figura 38 - Saldatura (HFRW) di lamiere
testa a testa.
560 Riv. Ital. Saldatura - n. 4 - Luglio / Agosto 2007
Figura 37 B - Saldatura longitudinale di tubi
(HFRW).
competitivo solo per produzioni di
serie ed è sconsigliabile negli altri
casi;
• le tolleranze di accoppiamento
devono essere rigorose;
• le possibili geometrie di giunzione
sono limitate;
• alcune problematiche afferiscono all’impiego in sicurezza del processo.
Applicazioni caratteristiche
I principali tipi di lega metallica sono di
fatto saldabili con questo processo, ad
eccezione di quelli aventi caratteristiche
di forgiabilità non adeguate ad alta temperatura oppure quelli che presentano un
peggioramento di alcune loro caratteristiche meccaniche non migliorabili con
trattamenti dopo saldatura.
Leghe molto reattive, come accennato,
possono essere saldate con l’ausilio di
Figura 39 - Esame macro di un giunto testa a
testa saldato ad alta frequenza (acciaio al C,
spessore 1,1 mm, diametro 32 mm).
Figura 40 - Impianto per la saldatura
longitudinale di tubi.
gas protettivi inerti, così come leghe altamente conduttrici (rame) risultano saldabili in modo soddisfacente. Vi sono
inoltre interessanti applicazioni di
giunti eterogenei, ma occorre in questo
caso considerare che la temperatura di
saldatura è limitata da quella di inizio
fusione della lega più bassofondente
delle due.
Dal punto di vista metallurgico è spesso
rilevabile la formazione di un sottile
strato di materiale fuso su una o entrambe le superfici e della zona termicamente alterata immediatamente adiacente.
Data la brevità del ciclo termico, su determinate tipologie di lega risultano favorite le dinamiche di formazione di
strutture fuori equilibrio, con la necessità di ricorrere talvolta a trattamenti
dopo saldatura per materiali particolarmente sensibili alla tempra.
Al contrario, materiali base allo stato incrudito subiscono locali effetti di addolcimento, mentre materiali indurenti per
precipitazione possono essere local(5)
(6)
Il sovrainvecchiamento comporta la coalescenza dei precipitati parzialmente incoerenti
con la matrice tipici dell’invecchiamento artificiale, con la diminuzione delle caratteristiche
tensili della lega.
Il processo fu inventato nel secolo XIX da Hans
Goldschmidt (Germania), osservando appunto
le particolari caratteristiche della reazione tra
polvere di alluminio ed ossidi metallici, innescata
da opportune sorgenti termiche.
Figura 41 - La saldatura alluminotermica
testa a testa di rotaie.
Evidentemente, tale reazione può avvenire solo se l’affinità dell’ossigeno nei
confronti dell’agente riducente (l’alluminio, appunto) è superiore rispetto a
quella che lo stesso presenta nei confronti del metallo dell’ossido da ridurre;
dalla reazione si sviluppa un prodotto
allo stato liquido costituito appunto da
metallo ed ossido di alluminio (spesso
indicato come scoria): nel caso in cui la
scoria abbia una densità inferiore al
metallo (ad esempio, il ferro) essa galleggia sulla sua superficie e può essere
rimossa agevolmente mentre il metallo
liquido può essere portato nel cianfrino
da saldare per caduta.
Considerando casi specifici, anziché la
reazione generale, si possono citare le
seguenti reazioni, riferite al caso del
Ossido metallico + alluminio
(in polvere) 씮 Ossido di alluminio +
metallo + calore
La saldatura alluminotermica consente
la giunzione mediante apporto termico
generato con la reazione esotermica di
ossidi metallici ed alluminio(6); una volta
innescata la reazione è in grado di autoalimentarsi, come accade ad esempio
durante i processi di ossitaglio.
In termini generali la reazione alluminotermica può essere sintetizzata dall’espressione:
La saldatura
alluminotermica
(thermit welding,TW)
Processi speciali di saldatura. Parte 2 - La saldatura a diffusione, ad alta frequenza ed alluminotermica
mente portati allo
stato ricotto o sov r a i nve c c h i a t o ( 5 )
(overaging), in funzione delle temperature massime raggiunte localmente.
A livello industriale,
l’applicazione più
diffusa è certamente
la saldatura longitudinale di tubi, per i
quali esistono ormai
da molti anni specifiche tecniche e normative di rilevanza
internazionale (API,
ad esempio).
Nella Figura 40 è
raffigurato un impianto per saldatura
di tubi da 1000 kW
di potenza: nella
figura si riconoscono gli elementi principali ma non il
dispositivo di rimozione del cordolo
esterno, in prossimità dei rulli di pressione.
I campi di applicazione possono variare
dai tubicini di rame o alluminio di
piccole dimensioni utilizzati per gli impianti di raffreddamento dei motori per
autotrazione (diametro 10 mm, spessore
0,10 mm) ai tubi per idrocarburi (diametro 48”, spessore 25 mm).
Va osservato come talune specifiche
(API ad esempio) prevedano la normalizzazione del giunto longitudinale dopo
saldatura per evitare zone eccessivamente fragili in ZTA:
anche questo trattamento è realizzato
sull’impianto, on
line, attraverso uno
specifico induttore
elettrico.
Anche tubi elicoidali
spiralati per sistemi
di intercooling sono
saldati comunemente
con questo processo.
Analogamente, il
processo è talvolta
utilizzato anche per
la saldatura di travi
partendo da lamiere
semplici, in modo da
ottenere profili ad I,
ad H, a T.
Riv. Ital. Saldatura - n. 4 - Luglio / Agosto 2007 561
Applicazioni caratteristiche
Saldatura e riparazione di rotaie
Una delle applicazioni più significative
del processo è certamente quella della
saldatura testa a testa di rotaie (Fig. 41).
Allo scopo, sono disponibili da tempo
prodotti adatti all’analisi chimica dei
principali acciai da rotaia di uso comune
(in genere, acciai al C - Mn; talvolta, in
alcune nazioni, sono utilizzati come elementi di lega anche Cr, Cr - Mo, Cr - V,
Cr - Mn e Si). Ulteriori affinamenti della
chimica del processo prevedono l’aggiunta di terre rare per depurare il bagno e
migliorarne le caratteristiche meccaniche. Per le più comuni sezioni sono disponibili da tempo stampi da applicare
esternamente al giunto in corrispondenza
del centro della luce; il preriscaldo varia a
seconda dei casi tra 600° e 1000°C e
viene realizzato con cannelli a gas diretti
verso l’interno dello stampo (Fig. 42).
Una volta completato il preriscaldo, sopra
il giunto è posizionato il contenitore refrattario della carica, quindi viene innescata la reazione ed il metallo fuso inizia
a colare nel cianfrino (Figg. 43, 44).
Le parti da saldare devono essere allineate correttamente e le loro estremità
presentarsi prive di ossidi di sporcizia,
oli o grassi, umidità; in funzione degli
spessori in gioco e della sezione delle
parti occorre inoltre prevedere una luce
(gap) adeguata; per contenere il bagno
liquido è poi necessario uno stampo
composto da parti prefabbricate, conformate in funzione della sagoma delle
estremità. Prima di procedere con la saldatura vera e propria bisogna effettuare
un adeguato preriscaldo delle estremità
per consentirne la fusione.
Processi speciali di saldatura. Parte 2 - La saldatura a diffusione, ad alta frequenza ed alluminotermica
ferro e del rame:
• 8 Al+3 Fe3O4 --> 9 Fe+4 Al2O3+3350 kJ
• 2 Al+3 FeO --> 3 Fe+Al2O3+880 kJ
• 2 Al+Fe2O3 --> 2 Fe+Al2O3+850 kJ
• 2 Al+3 CuO --> 3 Cu+Al2O3+1210 kJ
• 2 Al+Fe2O --> 6 Fe+Al2O3+1060 kJ
Teoricamente altri elementi come il magnesio ed il silicio possono essere utilizzati come agenti riducenti al posto dell’alluminio, per quanto sia quest’ultimo
a fornire i risultati complessivamente
migliori. La prima delle reazioni di cui
sopra è la base di una delle applicazioni
più diffuse, con una temperatura di reazione teorica di circa 3100°C, ridotta
dalla presenza di costituenti non reattivi
e dalle perdite di calore per conduzione a
circa 2480°C: d’altra parte, questa è pure
la massima temperatura tollerabile del
processo, in quanto l’alluminio passa
allo stato vapore a pressione atmosferica
a circa 2500°C (esiste anche un limite
inferiore alla temperatura di reazione,
poiché l’allumina, Al 2 O 3 , solidifica a
circa 2040°C).
Va osservato che ai prodotti di reazione è
possibile aggiungere anche elementi di
lega in forma di ferroleghe, in modo da
modificare l’analisi chimica della zona
fusa in funzione di quella dei materiali
base; così pure, sono talvolta aggiunti
bassofondenti per diminuire la temperatura di fusione della scoria e/o fluidificarla. La reazione alluminotermica non è
esplosiva e richiede circa un minuto per
completarsi, in modo sostanzialmente
indipendente dalle quantità in gioco.
Tutti i processi alluminotermici devono
essere attivati attraverso una carica in
polvere oppure con opportune micce in
modo da raggiungere la temperatura di
innesco della reazione, di circa 1200°C.
Figura 43 - Posizionamento dello stampo.
562 Riv. Ital. Saldatura - n. 4 - Luglio / Agosto 2007
Figura 42 - Preriscaldo.
Il punto in cui il metallo fuso viene effettivamente introdotto, dipende dalle soluzioni adottate, in alcuni casi esso è alimentato dal centro della sezione, in altri
dalla parte inferiore per poi risalire verso
l’alto. La scoria resta nella parte superiore, per differenza di densità, dove solidifica; una volta terminata la fase di raffreddamento vengono rimosse le parti
costituenti lo stampo ed eliminata la
scoria e l’eccesso di metallo dalla parte
superiore del giunto (Fig. 46).
Figura 44 - Dettaglio della carica.
Figura 45 - Saldatura senza preriscaldo
esterno.
Le temperature di preriscaldo possono
essere diminuite con maggiori quantitativi di reagenti; è anche possibile utilizzare una variante del processo che non
prevede un preriscaldo come quello descritto, eliminando quindi la necessità
dei bruciatori a gas: in questo caso, il
crogiolo e lo stampo sono costituiti da
una parte unica divisa in due semigusci
(Fig. 45). Il preriscaldo delle estremità è
ottenuto con il versamento di una limi-
Figura 46 - Molatura del giunto.
Saldatura di tondi per calcestruzzo
(reinforcing bars)
La saldatura dei tondi di rinforzo consente ai progettisti di impiegare criteri di
dimensionamento differenti, con la pos-
In cui X rappresenta la quantità di carica,
E la quantità di acciaio necessario a riempire il cianfrino, S la percentuale di
carica di acciaio in pezzi (fondenti)
eventualmente utilizzata per aumentare
il rendimento del processo.
Al completamento della reazione, il
liquido cola nel cianfrino riempendolo;
talvolta, sono previsti trattamenti di distensione dopo saldatura oltre alle canoniche operazioni di finitura.
La saldatura alluminotermica è utilizzata
per attività di riparazione anche in applicazioni diverse da quella descritta, come
ad esempio il settore navale, nel caso di
parti di grandi dimensioni delle quali si
desideri ripristinare la funzionalità in
attesa dell’intervento di riparazione definitivo.
X = E / (0.5 + 0.01 S)
stampo da usare in saldatura costruito su
misura. Per i giunti di riparazione il preriscaldo è effettuato con sistemi a combustione di gas o idrocarburi attraverso
opportuni fori (il foro di preriscaldo
viene quindi otturato al termine di
questa operazione).
La tipica forma del crogiolo per la saldatura di rotaie con preriscaldo è quella
conica, con superficie interna ricoperta
con materiali refrattari; per avere una
stima delle quantità in gioco, spesso
sono utilizzate relazioni empiriche quali
ad esempio:
Processi speciali di saldatura. Parte 2 - La saldatura a diffusione, ad alta frequenza ed alluminotermica
tata quantità di metallo
fuso che cola nel cianfrino
e viene quindi raccolto in
una camera posta inferiormente alle estremità; le dimensioni della camera
sono tali che, a riempimento ultimato, si raggiunge sulle estremità la
necessaria temperatura di
preriscaldo.
Questa variante del processo prevede l’impiego di
quantità circa doppie di
carica ma consente di ottenere zone termicamente alterate sensibilmente ridotte
rispetto al caso di preriscaldo effettuato con bruciatori esterni.
Il processo è utilizzato
anche per saldature di riparazione, che sono per loro
natura non ripetitive e richiedono l’impiego di dispositivi fatti su misura in
funzione delle specifiche
esigenze.
In caso di rotture esse
vengono asportate con
metodi termici in modo da creare superfici parallele; in questi casi sono utilizzati sistemi di allineamento particolarmente rigidi; per compensare il ritiro
metallico durante il raffreddamento
almeno una delle due parti è spostata rispetto alla posizione finale desiderata di
una misura variabile tra 1/16” ed 1/4”, e
comunque sulla base di precedenti esperienze. Per casi specifici, spesso si usa
prendere un calco a cera della sezione
del profilo in modo da ottenere uno
Figura 47 - Saldatura di tondi.
Riv. Ital. Saldatura - n. 4 - Luglio / Agosto 2007 563
gresso del primo metallo liquido nella
cavità dello stampo consente il necessario preriscaldo delle estremità (il metallo
liquido utilizzato allo scopo è quindi
raccolto nell’apposita camera inferiore).
Talvolta il processo è utilizzato per ottenere la giunzione dei tondi testa a testa
colando il metallo liquido in un collare
posizionato attorno ai tondi con appositi
allineatori: in questi giunti la resistenza
è data soprattutto da un effetto di aggraffaggio di tipo meccanico (i rilievi esterni
sulla superficie esterna dei tondi impedi-
Processi speciali di saldatura. Parte 2 - La saldatura a diffusione, ad alta frequenza ed alluminotermica
sibilità di ottenere colonne o travi di
sezioni ridotte. Per ottenere la saldatura
sono impiegati due semistampi posizionati esternamente al giunto ed allineati
con l’asse dei tondi con l’ausilio di
resine adesive.
La configurazione dei dispositivi per la
saldatura con assi orizzontale e verticale
è rappresentata nella Figura 47.
Le fasi di innesco della reazione e del
suo svolgimento non differiscono rispetto al caso delle rotaie, a parte le differenti quantità di carica in gioco; l’in-
564 Riv. Ital. Saldatura - n. 4 - Luglio / Agosto 2007
scono il movimento assiale del metallo
solidificato attorno ai tondi stessi). Per
avere un ordine di grandezza, si consideri che un giunto di questo tipo è realizzato in circa cinque minuti.
Ulteriori applicazioni del processo, oltre
a quelle descritte, sono quelle relative al
ripristino della continuità di conduttori
elettrici utilizzando cariche composte da
ossido di rame ed alluminio ed il trattamento termico di giunti, usando il principio fisico del processo solo per generare calore ma non la fusione.
IIW MEMBERS
Argentina
Australia
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Romania
Russia
Serbia
Singapore
Slovakia
Slovenia
South Africa
Spain
Sweden
Switzerland
Thailand
The Netherlands
Ukraine
United Kingdom
USA
Scienza e
Tecnica
cizio, mediante calcoli e/o valutazioni di
affidabilità, è guardata come una soluzione applicabile.
Anche le norme nazionali fino a poco
tempo fa non contemplavano la possibilità di esercire un componente in presenza di un difetto giudicato critico alla
luce dei criteri di accettabilità convenzionali. Fortunatamente il recente
Decreto 1 Dicembre 2004 n. 329 “Regolamento recante le norme per la messa
in servizio ed utilizzazione delle attrezzature a pressione e degli insiemi di cui
all’articolo 19 del decreto legislativo 25
Febbraio 2000 n. 93” prevede, con la seguente frase (in modo “criptato”)
qualche spazio di manovra:
Art. 12 Comma 2 “Ove nella rilevazione
visiva e strumentale o solamente strumentale si riscontrino difetti che
possano in qualche modo pregiudicare
l’ulteriore esercibilità, vengono intraprese per l’eventuale autorizzazione da
parte del Soggetto Preposto, le opportune indagini supplementari atte a stabilire non solo l’entità del difetto ma anche
la sua possibile origine. Ciò al fine di intraprendere le azioni più opportune di ripristino dell’integrità strutturale del
componente, oppure a valutarne il grado
di sicurezza commisurato al tempo di ulteriore esercibilità con la permanenza
dei difetti riscontrati”.
Quindi appare possibile procedere a verifiche di integrità a fronte di situazioni
evidenti di danno attraverso l’esecuzione di ispezioni alternative e tecnicamente valide per l’accertamento dell’integrità delle attrezzature a pressione.
Dott. Ing. Alberto Lauro
Vice Segretario Generale IIS
Inoltre è possibile condurre calcoli di affidabilità (Fitness For Service) secondo
codici e norme internazionalmente riconosciuti atti a valutare il grado di sicurezza e il tempo di ulteriore esercibilità
in considerazione del livello di danneggiamento rilevato.
A tale scopo è necessario tuttavia sviluppare almeno le seguenti attività:
• applicazione di criteri di diagnostica
avanzata;
• reperimento di dati ispettivi adeguati
ai livelli di dettaglio richiesti dalle
procedure di calcolo;
• definizione dello stato di integrità del
materiale e dei componenti a fronte
di idonei esami / valutazioni;
• verifiche di stabilità mediante
formula o mediante modelli ad elementi finiti (FEM);
• definizione di adeguate azioni correttive.
Applicando correttamente questo
approccio, la risposta al quesito iniziale
è SI.
L’uso dei metodi FFS, consente di ottenere, tramite valutazioni oggettive e
quantitative, informazioni indispensabili
per convivere con un difetto e gestire
l’ulteriore esercizio dei componenti e
per produrre piani di ispezione e manutenzione adeguati che identifichino l’efficacia dei controlli, le frequenze di ispezione e le azioni correttive da intraprendere per mantenere l’idoneità al
servizio degli impianti industriali.
La gestione dei componenti di impianto in sicurezza:
è possibile convivere con un difetto?
Come noto durante la costruzione e
l’esercizio dei componenti di un impianto, si possono generare difetti.
Nel caso di impianti critici per la sicurezza, la presenza di un difetto e la sua
eventuale propagazione potrebbero
portare al cedimento di un qualsiasi
componente con conseguente situazione
di pericolo per le persone e/o l’ambiente. Al contrario, in altri casi, alcuni
difetti potrebbero essere considerati
“innocui” in quanto non rischiano di
provocare cedimenti durante la vita operativa del componente.
Spesso, inoltre, la sostituzione del componente e/o la riparazione dei difetti
risulta economicamente dispendiosa e in
alcuni casi può addirittura causare la
formazione di anomalie ancora più pericolose. Una procedura che definisca
l’idoneità al servizio (Fitness For
Service - FFS), basata sui principi della
Meccanica della Frattura, può consentire di eseguire valutazioni attendibili
dei difetti e di prendere decisioni riguardo alla vita, alla riparazione, alla
sostituzione o al ridimensionamento del
componente. Sebbene alcune procedure
di questo tipo siano già disponibili (ad
es. API 579, BS 7910) ed una procedura
unificata a livello europeo sia in fase di
definizione, pur mancando effettivamente una norma europea (EN), non
sempre la “gestione del difetto” in eser-
Riv. Ital. Saldatura - n. 4 - Luglio / Agosto 2007 567
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Metri
IIS News
zare la periodicità degli interventi di verifica delle apparecchiature in congruenza
con le fermate programmate, hanno effettuato una valutazione attenta e sistematica del rischio attraverso l’applicazione delle tecniche di analisi più evolute
individuando tutta una serie di interventi
mitigativi e/o migliorativi che vengono
di volta in volta realizzati per mantenere
il rischio ad un livello accettabile.
Recentemente, il MSE ha quindi concesso ad una importante raffineria la
prima deroga con la quale, all’interno di
periodicità massime e di procedure ben
definite dallo stesso Ministero, vengono
delegate ad un soggetto preposto (scelto
dallo stesso utilizzatore) tutte le verifiche ai fini della gestione operativa della
stessa deroga.
Si riportano, nel seguito, le richieste più
significative indicate dal Ministero.
1. Il soggetto preposto incaricato (Organismo Notificato) dovrà dimostrare approfondite conoscenze e
sufficienti esperienze nelle metodologie di programmazione delle ispezioni con criteri basati su una valutazione quantitativa del rischio (API
580 ed API 581).
2. Poiché i processi implementati all’interno della Raffineria sono rappresentati e regolamentati a livello di
Sistema di Gestione, si ritiene necessario un monitoraggio del mantenimento di tali requisiti del sistema, e
si richiede almeno una visita
annuale, da parte del soggetto preposto, per accertare la continuità nella
Antonio Fugazzi
CEC - Consorzio Europeo Certificazione
applicazione dei processi descritti
nella relazione.
3. Si richiede anche che, nell’occasione
di richieste di deroga per verifiche di
integrità o di visita interna per
singole attrezzature o per gruppi di
attrezzature, venga effettuata, da
parte del soggetto preposto, una valutazione quantitativa del rischio (ad
esempio mediante l’applicazione
della metodologia API-RBI) per ottenere il confronto con valori di riferimento.
4. Resta inteso che, sulla base dei risultati positivi degli accertamenti di cui
ai punti 2 e 3 precedenti, il soggetto
preposto potrà autorizzare le
deroghe corrispondenti solo all’interno delle periodicità massime indicate.
Riteniamo quindi che questo primo caso
abbia aperto la strada alle ispezioni periodiche “flessibili” basate sull’analisi
del rischio e sull’affidabilità dei sistemi
di gestione comportando indubbi benefici per gli Utilizzatori che potranno pianificare opportunamente le fermate degli
impianti.
Il CEC, Organismo Notificato di cui
l’IIS è il socio di maggioranza, è stato
coinvolto, fin dalle prime fasi, in queste
valutazioni in quanto ha potuto dimostrare le conoscenze e le esperienze nel
settore specifico di cui al punto 1 delle
richieste dello stesso Ministero.
Flessibilità negli intervalli di verifica periodica
ai sensi del DM 329/04
Come è noto, gli interventi di riqualificazione periodica delle attrezzature e degli
impianti a pressione sono regolamentati
dal Decreto Ministeriale n. 329/04 “Regolamento recante norme per la messa in
servizio ed utilizzazione delle attrezzature e degli insiemi di cui all’art. 19 del
Decreto Legislativo 25 Febbraio 2000,
n. 93”.
Le frequenze delle ispezioni di cui agli
Allegati A e B del DM 329/04 (stabilite
sulla base della tipologia dell’attrezzatura, della categoria risultante ai sensi
del D. Lgs. N. 93/2000 nonché della pericolosità del fluido contenuto) sono da
ritenersi vincolanti fatto salvo il caso di
una specifica deroga da parte dell’attuale
Ministero dello Sviluppo Economico
(MSE) rilasciata ai sensi dell’art. 10
comma 5 dello stesso Decreto.
È da segnalare che il MSE ha già concesso numerose deroghe sulla base della
procedura di cui sopra; i primi casi
hanno riguardato, in particolare, la sanatoria di situazioni legate agli esoneri di
cui alla previgente legislazione non più
previsti dalle disposizioni attuali.
Diversi utilizzatori inoltre , al fine di incrementare opportunamente il livello di
sicurezza dei propri impianti e di ottimiz-
Riv. Ital. Saldatura - n. 4 - Luglio / Agosto 2007 569
Normativa
Tecnica
• ETSI - European Telecommunications Standards Institute
• ECISS - Comitato europeo per la normazione dei prodotti siderurgici (integrato nel CEN)
Esistono inoltre alcuni altri Organismi
(Associazioni, Istituti, ecc.) che si occupano specificatamente di particolari
settori industriali e pubblicano codici o
norme o specifiche tecniche che pur non
emessi da Enti di normazione sono internazionalmente riconosciuti come
strumenti validi per stabilire i requisiti
di una determinata tipologia di prodotto.
Tra questi citiamo ad esempio i più conosciuti:
ASME - American Society of Mechanical
Engineers; pubblica un codice che è
stato il primo insieme di regole (composto da 18 Sezioni) sulla progettazione,
installazione, esercizio ed ispezione di
generatori di vapore e di recipienti a
pressione.
API - American Petroleum Institute; è
la principale organizzazione professionale statunitense nel campo dell’ingegneria petrolchimica e chimica.
Emana norme tecniche e regolamentazioni che vengono adottate quasi universalmente dall’industria petrolifera
mondiale.
Dipartimento della Difesa Statunitense emette una serie di linee guida (MILSTD) stabilite per definire specifiche
prestazioni e requisiti di costruzione. Lo
standard MIL è approvato ed utilizzato
da tutti i Dipartimenti e le Agenzie del
Ministero della Difesa USA nonché da
molte altre Società nel mondo, Europa
compresa.
Gli Organismi internazionali di normazione di maggiore interesse nel settore
della saldatura, sono:
• ISO - per il settore meccanico
• IEC - per il settore elettrico,
quelli regionali (europei):
• CEN - per il settore meccanico
• CENELEC - per il settore elettrico,
quelli nazionali:
• UNI - per il settore meccanico
• CEI - per il settore elettrico.
La normazione dei diversi aspetti relativi alle saldature, rientra generalmente
nel campo meccanico tranne che per
qualche aspetto legato ad esempio alle
saldatrici, alle torce, ai cavi, ecc. che
rientra nel settore elettrico.
L’attività di normazione in saldatura
riceve anche un importante impulso da
Organismi che si occupano istituzionalmente dell’argomento a livello internazionale, europeo e nazionale.
• L’IIW (International Institute of
Welding),
organismo di studio che riunisce gli
Istituti di saldatura di 48 Paesi nel
mondo. Pur non essendo un vero e
proprio Ente di normazione, è stato
riconosciuto dall’ISO quale interlocutore privilegiato per la preparazione di norme internazionali sulla
saldatura.
• L’EWF (European Welding Federation for Joining and Cutting),
organismo che riunisce gli Istituti di
saldatura di 27 Paesi europei e del-
Le norme tecniche e gli organismi di normazione in saldatura
Le norme tecniche sono documenti che
definiscono le caratteristiche (dimensionali, prestazionali, ambientali, di sicurezza, di organizzazione, ecc.) di un prodotto, processo o servizio basate sullo
stato dell’arte. Esse sono il risultato del
lavoro condiviso di esperti nei settori di
specifica competenza e vengono approvate da un Organismo di normazione riconosciuto che opera a livello nazionale, regionale e internazionale.
Ogni nazione tecnologicamente avanzata ha almeno un proprio Organismo di
normazione nazionale (attualmente 156
Paesi).
A livello internazionale e regionale esistono enti di normazione che trattano
argomenti specifici diversi tra cui:
A livello internazionale
• ISO - International Organization for
Standardization
• IEC - International Electrotechnical
Commission
• ITU-T - International Telecommunication Union (Standardization)
A livello regionale europeo
• CEN - European Committee for Standardization
• CENELEC - Comitato europeo per la
normazione elettrotecnica
Riv. Ital. Saldatura - n. 4 - Luglio / Agosto 2007 571
Normativa Tecnica
l’area dell’EFTA; non svolge direttamente attività normativa, ma fornisce
importanti «linee guida» di riferimento al CEN ed all’IIW.
• L’IIS (Istituto Italiano della Saldatura),
associazione, senza scopo di lucro, di
Persone, Aziende ed Istituzioni, che
svolge attività di formazione, certificazione, ingegneria, diagnostica e
controlli non distruttivi, ispezione e
assistenza tecnica, ricerca e normazione, nel settore delle giunzioni e
delle tecniche affini e connesse. Gestisce, in Italia, per conto dell’UNI,
la Commissione “Saldature” che è il
riferimento nazionale per le attività
normative dell’ISO e del CEN ed
elabora normative nazionali su argomenti non coperti da attività internazionali.
Vienna Agreement
Attinio
Argento
Alluminio
Argon
Arsenico
Astato
Oro
Boro
Bario
Berillio
Bismuto
Bromo
Carbonio
Calcio
Cadmio
Cerio
Cloro
Cobalto
Cr
Cs
Cu
Dy
Er
Eu
F
Fe
Fr
Ga
Gd
Ge
H
He
Hf
Hg
Ho
I
Cromo
Cesio
Rame
Disprosio
Erbio
Europio
Fluoro
Ferro
Francio
Gallio
Gadolinio
Germanio
Idrogeno
Elio
Afnio
Mercurio
Olmio
Iodio
Con la nascita del CEN si è subito
sentita l’esigenza di uno scambio di in-
Ac
Ag
Al
Ar
As
At
Au
B
Ba
Be
Bi
Br
C
Ca
Cd
Ce
Cl
Co
572 Riv. Ital. Saldatura - n. 4 - Luglio / Agosto 2007
formazioni sui lavori normativi europei
ed internazionali; questa esigenza ha
portato, nel 1989 ad un primo accordo,
stipulato a Lisbona, tra ISO e CEN.
Dopo un paio di anni, il 27 Giugno
1991, tale accordo fu perfezionato a
Vienna (è pertanto denominato «Vienna
Agreement»); esso è tuttora sottoposto a
frequenti aggiornamenti dovuti al processo normativo mondiale in continua
evoluzione.
In sostanza, l’accordo ha lo scopo di armonizzare per quanto possibile, la normativa regionale del CEN con quella internazionale dell’ISO, di evitare
duplicazione di lavori su temi normativi
uguali e di massimizzare lo scambio di
informazioni e di commenti, a tutti i
livelli, anche tramite la partecipazione
di rappresentanti ISO a riunioni CEN e
viceversa.
Per ottenere questo risultato sono state
concordate regole comuni per ISO e
CEN sulle diverse procedure di conduzione dei lavori normativi e sulle modalità di inchiesta comune ai vari stadi.
Indio
Iridio
Potassio
Kripton
Lantanio
Litio
Lutezio
Magnesio
Manganese
Molibdeno
Azoto
Sodio
Niobio-Columbio
Neodimio
Neon
Nichel
Ossigeno
Osmio
P
Pa
Pb
Pd
Po
Pr
Pt
Ra
Rb
Re
Rh
Rn
Ru
S
Sb
Sc
Se
Si
Si
Sm
Sn
Sr
Ta
Tb
Te
Th
Ti
Tl
Tu
U
V
W
X
Y
Yb
Zn
Zr
Silicio
Samario
Stagno
Stronzio
Tantalio
Terbio
Tellurio
Torio
Titanio
Tallio
Tulio
Uranio
Vanadio
Tungsteno-Wolframio
Xeno
Ittrio
Itterbio
Zinco
Zirconio
Geom. Sergio Giorgi (IIS)
Infine ISO e CEN possono concordare
che un particolare tema normativo
venga sviluppato dalle Unità di Lavoro
di uno dei due organismi; il risultato di
tali lavori viene poi sottoposto ad una
inchiesta parallela tra i membri dell’ISO
e del CEN per l’adozione contemporanea come norma internazionale ed
europea.
Un aspetto particolarmente interessante
degli accordi bilaterali è quello secondo
il quale norme internazionali ISO esistenti, se ritenute soddisfacenti dal CEN,
possono essere adottate come norme
europee mantenendo la numerazione
originale e viceversa. Le norme EN
adottate a livello internazionale dall’ISO non mantengono invece la loro numerazione; ciò quindi non rivela, come
nel caso contrario, se la norma recepita
dall’ISO è identica alla norma europea;
per la verifica della corrispondenza è
pertanto necessario leggere le note introduttive alla norma ISO.
Fosforo
Protoattinio
Piombo
Palladio
Polonio
Praseodimio
Platino
Radio
Rubidio
Renio
Rodio
Radon
Rutenio
Zolfo
Antimonio
Scandio
Selenio
Silicio
SIMBOLI DEGLI ELEMENTI
In
Ir
K
Kr
La
Li
Lu
Mg
Mn
Mo
N
Na
Nb
Nd
Ne
Ni
O
Os
Prof. Teresio Valente
DIMEL - Sez. Medicina del Lavoro
Università di Genova
prendere “misure immediate per riportare l’esposizione al di sotto di questo
valore”. Spesso non è facile rispondere
alla norma con l’immediatezza imposta
dalla stessa.
Talora si sente dire da qualche datore
di lavoro che, se una attrezzatura è
immessa regolarmente sul mercato e risponde alle norme tecniche, essa non
dovrebbe necessitare di ulteriori valutazioni. Non bisogna confondere quelle
che sono norme sulla sicurezza della attrezzatura con l’uso che se ne fa.
È come se dicessimo che una automobile non può produrre danni solo
perché è stata omologata: su tutte le
strade pubbliche sono imposti limiti di
velocità, indipendentemente dalla potenzialità del motore di superarli.
Tutto ciò richiede che si prenda atto al
più presto di questa normativa, che
ormai non è più nuova. Si deve provvedere ad applicare correttamente la strategia di valutazione indicata dalla
norma ed adottare i provvedimenti necessari.
Le lavorazioni di saldatura e quelle
connesse non sono esenti da vibrazioni;
anzi in certi casi si possono verificare
livelli di accelerazione importanti ed
una accurata analisi della situazione è
necessaria.
Certo, è un altro adempimento che si va
ad aggiungere a quelli già numerosi che
tutti i giorni coinvolgono le imprese, ma
essi devono essere affrontati compiutamente, anche perché già altri si profilano all’orizzonte. Fra poco tempo
dovremo parlare su queste pagine di
campi elettromagnetici e di radiazioni
ottiche artificiali.
Salute, Sicurezza e
Ambiente
zione. Ma soprattutto manca che cosa
fare e con quale scadenza.
Molti si devono essere detti che comunque, anche se le macchine o attrezzature non sono in grado di rispettare il
valore limite, l’obbligo del rispetto
dello stesso è spostato al 6 Luglio del
2010. Ciò è vero, ma attenzione che
l’obbligo di informazione e formazione
dei lavoratori e della sorveglianza sanitaria (articoli 6 e 7 del D.Lgs. 187/05)
sono vigenti dal 20 Ottobre 2005 (e
qualcuno dice anche da prima, perché
il 626/94 prevedeva fin da allora di valutare, informare e visitare per tutti i
rischi).
Ma non solo. Anche l’articolo 5 del
decreto (misure di prevenzione e protezione) è comunque efficace, quanto
meno dal 1° Gennaio 2006 (scadenza
dell’obbligo di valutazione in base all’articolo 13); pertanto le misure ivi
elencate devono essere applicate in tutti
i casi in cui si superino i valori di
azione.
Da pochi giorni abbiamo valicato una
ulteriore scadenza. Per tutte le attrezzature messe a disposizione dei lavoratori dal 6 Luglio 2007 si applicano da
subito i valori limite di esposizione e
scattano gli adempimenti conseguenti.
Ciò significa che se abbiamo acquistato
qualche tempo fa una attrezzatura che
espone un lavoratore ad una accelerazione superiore ai valori limite di esposizione ed essa è stata messa a disposizione del lavoratore dopo il 6 Luglio
2007, il datore di lavoro è tenuto a
Vibrazioni. Il 6 Luglio 2007 è passato:
attenzione alle nuove attrezzature
Il decreto legislativo 19/08/2005,
n. 187 (attuazione della direttiva
2002/447/CE sulle prescrizioni minime
di sicurezza e di salute relative all’esposizione dei lavoratori ai rischi derivanti da vibrazioni meccaniche - G.U.
n. 232 del 5 Ottobre 2005) affronta un
tema che era stato trattato in modo superficiale dalla normativa preesistente.
Forse per questo motivo, dicono taluni,
sembra che il legislatore, per primo
quello comunitario, non abbia voluto
calcare molto la mano, magari riservandosi in futuro una revisione della
normativa, che peraltro non viene inserita, come è avvenuto per altre analoghe, nel D.Lgs. 626/94.
Probabilmente le aziende hanno avvertito questa mancanza di carattere impulsivo nella norma. Infatti, analizzando molte valutazioni del rischiovibrazioni che si trovano nelle aziende,
si nota che esse sono una mera descrizione degli adempimenti formali richiesti dalla norma stessa ed una elencazione di dati raccolti su documenti o
vari siti internet, senza una reale disamina del problema aziendale ed una
quantificazione del livello di esposi-
Riv. Ital. Saldatura - n. 4 - Luglio / Agosto 2007 573
Dobbiamo però tenere conto che in Italia
i prezzi della produzione industriale sono
saliti dal 2000 al 2006 del 18,2%.
Per quanto riguarda il mercato dell’acciaio, ANASTA ha ritenuto importante la
suddivisione del consumo europeo in
quantità tra settori industriali di attività,
rilevando immediatamente una differenza tra i segmenti, ma comunque una
crescita del 5,9% nel 2006 e, in previsione, un +4,2% nel 2007.
Nel settore saldatura e taglio, ANASTA
ha evidenziato un andamento diverso
per ogni gruppo professionale, dovuto
anche al mercato a cui si rivolge.
Le analisi svolte dai Presidenti dei
singoli gruppi professionali hanno spiegato come si è raggiunto in modo completamente diverso un andamento positivo di fatturato totale dei gruppi del
+4,1% nel 2004, del +4,4% nel 2005 e
+5,4% nel 2006. Difficili sono le previsioni del 2007, ma utilizzando le statistiche “trend” di andamento mercato introdotte negli ultimi incontri semestrali,
si può ragionevolmente affermare che
anche il 2007 si attesterà con un incremento di fatturato intorno al +5% per il
totale gruppi ANASTA.
Entrando maggiormente nello specifico,
per quanto riguarda gli apparecchi per
la saldatura e taglio ossigas manuale,
ANASTA ha evidenziato che il risultato
totale delle vendite sul mercato nazionale 2006 (+10% in cifra d’affari rispetto all’anno precedente, e volumi in
crescita del 2%) è rappresentativo di un
Dalle
Associazioni
Dati di mercato per la saldatura e
il taglio emersi dalla Assemblea
Generale di ANASTA
Il 30 Maggio 2007 si è svolta a Milano
presso l’Hotel Gallia, l’annuale Assemblea Generale di ANASTA, Associazione
Nazionale Aziende Saldatura Taglio e
Tecniche Affini, condotta dal Presidente,
Dott. Giuseppe Maccarini, che ha presentato la relazione annuale della Associazione.
Gli ultimi dati dell’Associazione evidenziano che le aziende associate ad
ANASTA si sono stabilizzate numericamente negli ultimi anni. Solo dal 2004
ad oggi si è avuto un incremento del
10%, mantenendo però il 30% di
aziende controllate da multinazionali ed
il 70% di nazionali.
Dall’analisi dell’andamento del mercato
della saldatura e taglio, condotta dall’Associazione, emerge che anche il
settore saldatura e taglio segue gli stessi
andamenti generali soprattutto tenendo
conto della propensione all’export delle
nostre industrie. Anche nella saldatura
nel 2006 ci riportiamo ai livelli della
produzione industriale del 2000.
anno finalmente in controtendenza rispetto ai periodi precedenti.
Per il materiale arco e resistenza, l’andamento di mercato nel 2006 (+16,6% il
totale fatturato) ha rispecchiato la favorevole congiuntura economica del settore
metalmeccanico e, dopo anni di continui
risultati negativi. Soprattutto il materiale
arco manuale e semiautomatico nel 2006
ha registrato una grande inversione di
tendenza con un incremento considerevole sia in quantità (+10%) che della
cifra d’affari (+18%).
Importante è l’analisi della tecnologia di
fabbricazione per tipo di impianti che
vede un progressivo trasferimento verso
quella ad invertire a discapito di quella
tradizionale. Negli ultimi 10 anni la produzione è arrivata all’utilizzo della tecnologia ad inverter per il 62% del totale
quantità prodotte, con il 97% per il procedimento TIG e il 21% per il procedimento MIG.
Anche le esportazioni di macchine ed
accessori per saldatura, prodotte in
Italia, mostrano un importante incremento superiore al 20% in fatturato rispetto al 2005.
Nel settore dei prodotti di consumo, la
fase espansiva dei prodotti consumabili
per la saldatura, in base alle previsioni
formulate dalle aziende, continuerà anche
per quest’anno anche se in parziale
ridimensionamento rispetto al 4° trimestre del 2006. Le vendite 2006 sono cresciute in quantità del 8,4%, sicuramente il
migliore risultato degli ultimi anni.
Riv. Ital. Saldatura - n. 4 - Luglio / Agosto 2007 575
Dalle Associazioni
Il fatturato dello scorso anno è cresciuto
del 1,7% in confronto al 17,7% del
2005. Tale rallentamento è dipeso dalla
quotazione della vergella acciaio il cui
costo ha avuto un rallentamento nei
primi mesi del 2006, per poi invertire il
trend da metà anno 2006 in poi. La tendenza in salita del costo della materia
prima continua anche nel 2007.
Nel 2006 il mercato dell’ automazione di
saldatura ha registrato un globale incremento in valore (+6,9%), con note particolarmente positive per il mercato della
robotica ad arco con un sostanzioso
21,7%. Un approfondimento di questo
dato rileva l’incremento del 50% della
quota di mercato degli impianti TIG robotizzati sul totale. Un dato sicuramente
collegabile con l’incremento dei prodotti
di consumo inox e alto legati.
Per quanto riguarda gli impianti automatici di saldatura non robotizzati si è
registrata una flessione delle vendite del
3,9%. Questo è un settore dell’automazione della saldatura con andamento tipicamente fluttuante dovuto ad investimenti più evoluti ed eccezionali.
L’automazione di taglio ha per il
secondo anno consecutivo rilevato una
crescita del mercato degli impianti automatici per taglio termico, che ha
marcato nel 2006 (+5,0% in valore e
+2,5% in quantità), un incremento più
netto di quello dell’anno precedente
(+1,9% in valore), confermando in tale
modo una stabile tendenza positiva dopo
il 2004 negativo.
L’attività normativa per tutti i gruppi
professionali si è svolta nelle sedi istituzionali ai vari livelli, nazionale, europeo
e mondiale. I delegati delle aziende associate che partecipano a queste attività
nell’ambito delle CTO (Commissioni
Tecnico Operative) ANASTA, hanno
svolto un intenso lavoro di definizione
dei progetti fino alla presentazione a
tutte le aziende associate per garantirne
una tempestiva e completa applicazione.
Importante è stata anche l’attività di informazione per l’applicazione delle
norme a tutti i livelli di utilizzo finale. Lo
strumento ideato da ANASTA, i volantini
informativi, sono arrivati alla quinta
presentazione riguardante tutti i cinque
gruppi professionali.
Gli ultimi sono relativi a:
a) la marcatura CEE dei consumabili di
saldatura rientranti nella direttiva
99/106/CEE B(CPD)
b) la sicurezza e le norme di prodotto
negli impianti di saldatura e taglio
automatici.
Giuseppe Maccarini
Presidente ANASTA
Alla base di questo accordo una pluriennale
collaborazione tra UNI e IIS, infatti,come ormai noto,
l’Istituto Italiano della Saldatura gestisce per conto
dell’ UNI, fin dal 1949 (formalmente dal 1952), la
Commissione “Saldature”; tale scelta, che ancora
oggi costituisce un caso unico nell’organizzazione
delle Commissioni Tecniche dell’UNI, ha consentito
di mettere a punto efficacemente le regole tecniche
nazionali (condivisibili anche in campo
internazionale) per l’applicazione di una
tecnologia che, a partire dal dopoguerra, è
stata oggetto di una sempre maggiore
evoluzione e diffusione in tutti i settori
industriali.
La collaborazione fra l’UNI e l’IIS, con
questo accordo, potrà quindi ulteriormente
rafforzarsi; di fatto già da molti anni l'Istituto
contribuisce
alla
divulgazione
della
normativa emessa, sia
attraverso
l’organizzazione di specifici corsi e seminari
di aggiornamento, sia fornendo all’industria
un servizio di assistenza qualificata sullo stato di
avanzamento dei lavori del CEN e dell’ISO, per
indirizzare scelte progettuali, organizzative e di
produzione.
L’Istituto Italiano della Saldatura
nuovo Punto di informazione e diffusione UNI
E’ stato recentemente formalizzato un accordo tra
UNI e Istituto Italiano della Saldatura (IIS) per la
realizzazione e la gestione di un Centro di
consultazione, divulgazione, informazione e
formazione sulla normazione tecnica volontaria
denominato “Punto UNI di Diffusione di
Genova”.
Questo accordo permetterà agli utenti interessati
di consultare on-line, tramite PC connesso
ad internet, presso i locali della sede dell’
IIS, i testi integrali delle norme UNI e di
usufruire di personale con esperienze e
competenze di base sulle principali
tematiche tecniche e normative legate alla
saldatura ed alle tecniche ad essa affini e
connesse fornendo così un valido
approccio alla normazione.
Questa
attività,
unitamente
alla
programmazione di eventi di formazione,
informazione e divulgazione, concordati tra
UNI e IIS porterà ad una maggiore
diffusione della conoscenza di base sulla
normazione tecnica e potrà fornire anticipazioni
sulle “novità normative” in fase di preparazione in
sede nazionale ed internazionale.
576 Riv. Ital. Saldatura - n. 4 - Luglio / Agosto 2007
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Generalità
Macchine a trasformatore e raddrizzatore
Macchine con controllo elettronico al secondario
Macchine con controllo elettronico al primario
Macchine rotanti
Motogeneratori
Principali caratteristiche tecniche dei generatori e dati di targa
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Generalità del processo
Apparecchiature
Tecnica operativa
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2007, 82 pagine, Codice: 101092, Prezzo: € 40,00
5. SALDATURA AD ARCO SOMMERSO
5.1. Principio
5.2. Caratteristiche dei generatori di corrente
5.3. Caratteristiche della saldatura ad arco sommerso
5.4. Fattori influenzanti la forma e le caratteristiche del cordone di
saldatura
5.5. Materiali d’apporto
5.6. Applicazioni
4. TECNICA OPERATIVA NELLA SALDATURA A FILO
CONTINUO
4.1. Caratteristiche dei processi di saldatura a filo continuo
4.2. Apparecchiatura
4.3. Tecnica operativa
3.
3.1.
3.2.
3.3.
2. PRINCIPI OPERATIVI PER LA SALDATURA
MANUALE AD ARCO ELETTRICO CON ELETTRODI RIVESTITI
2.1. Caratteristiche del processo
2.2. Principi operativi
2.3. Effetti dei principali parametri
1.
1.1.
1.2.
1.3.
1.4.
1.5.
1.6.
1.7.
Basi operative
per la saldatura ad arco
BASI OPERATIVE PER
LA SALDATURA
AD ARCO
Istituto Italiano della Saldatura
ISTITUTO ITALIANO
DELLA SALDATURA
Divisione PRN
Maura Rodella
Lungobisagno Istria, 15
16141 GENOVA
Tel. 010 8341385
Fax 010 8367780
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www.iis.it
Dalle
Aziende
GENESIS 1700 - 2200 AC/DC
Le tradizionali saldature TIG AC, TIG
DC e MMA vengono rivoluzionate da
Genesis 1700-2200 AC/DC con un’innovativa tecnologia multiline UPFR (Unity
Power Factor Rectifier) e un monitoraggio TIG DIGITAL POWER realizzato
con DSP (Digital Signal Processor),
cioè un sistema di gestione dei segnali
completamente digitale. L’erogazione
della potenza viene controllata in modo
più efficace ed efficiente consentendo di
ottenere un arco estremamente concentrato con un elevato potere disossidante
(AC) ed inneschi precisi e sicuri.
La possibilità di comunicare tramite il
Bus di campo digitale CAN Bus di Selco,
permette di monitorare ogni dispositivo
connesso al sistema di saldatura. Il protocollo di comunicazione digitale ideato
e sviluppato da Selco è in grado di garantire, con sicurezza, una trasmissione
dati ad elevata velocità (500kbps) anche
in ambienti elettromagneticamente disturbati.
Il nuovo display grafico risulta semplificato ed intuitivo garantendo l’utilizzo di
particolari funzioni quali: Pulsed
2500Hz, Re-Start e Easy Joining per il
procedimento a corrente continua,
Fuzzy Logic Start, Mix AC/DC e Extra
Energy per il procedimento a corrente
alternata. Grazie alla
possibilità di memorizzare
e richiamare velocemente
i programmi di saldatura,
il lavoro risulta estremamente preciso e personalizzato.
La tensione d’ingresso
monofase del generatore
può variare dai 90V ac ai
265V ac.
WU 1000 è l’unità di raffreddamento prevista per
Genesis 1700 - 2200
AC/DC che si caratterizza
per una potente pompa
rotazionale capace di
massime prestazioni, e nel
contempo di minime emissioni di rumore. Grazie
alla connessione del dispositivo al Bus di campo,
ogni tipo di anomalia
viene subito evidenziata sul display di
bordo ed automaticamente impostato il
funzionamento più idoneo per la sicurezza dell’operatore e della torcia.
Ufficio stampa Selco S.r.l.
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SIAD tra i preziosi di “Oro Arezzo”
Come ogni anno in primavera, Arezzo,
uno dei più importanti centri per la lavorazione dei metalli preziosi, ospita l’omonima Oro Arezzo, mostra internazionale dell’oreficeria, argenteria e
gioielleria.
Tra le più importanti e rinomate fiere del
settore, Oro Arezzo accoglie centinaia di
produttori e migliaia di visitatori provenienti da tutto il mondo.
Giunta alla 28^ edizione, la manifestazione ha ospitato tra i suoi partecipanti
la società SIAD, che, insieme alla
propria agenzia autorizzata Arco Gas di
Subbiano (AR), ha allestito uno spazio
espositivo presso il Padiglione Macchinari.
Fondata nel 1927, SIAD è leader nella
produzione e commercializzazione dell’intera gamma di gas industriali, speciali, medicinali e dei servizi ad essi
connessi.
Riv. Ital. Saldatura - n. 4 - Luglio / Agosto 2007 581
Dalle Aziende
Nel caso specifico dell’industria orafa,
SIAD ha sviluppato una serie di applicazioni appositamente studiate per il recupero e la lavorazione dei metalli preziosi, suddivise in preparazione delle
ceneri, fusione con recupero dei materiali preziosi, trattamento termico e successive lavorazioni meccaniche.
La fase di preparazione delle ceneri
consiste nella riduzione in volume, attraverso la combustione dei materiali
organici, contenenti metalli preziosi.
Il corretto funzionamento dei sistemi di
insufflazione d’ossigeno o d’aria è presupposto essenziale per una buona
riuscita della combustione poiché è fondamentale ottenere una turbolenza sufficiente ad accelerare le reazioni chimiche.
I tecnici SIAD progettano e dimensionano i sistemi di insufflazione d’ossigeno per garantire il processo di incenerimento ottimale, evitando il trasporto di
un numero eccessivo di particelle preziose nei fumi.
Per ottenere la fusione e la successiva
trasformazione dei metalli preziosi,
SIAD ha sviluppato una serie di bruciatori ossigeno-metano o propano che,
grazie all’elevata temperatura di
fiamma, consentono grandi trasferimenti di energia in tempi e spazi contenuti, con una bassa velocità d’efflusso
dei gas dal forno. L’esperienza dei
tecnici SIAD garantisce la progettazione
di bruciatori specifici in base al mezzo
fusorio ed alla sua metodologia d’impiego.
Durante le fasi di colata, SIAD propone
sistemi di protezione con argon, impiegabili nel corso della solidificazione dei
metalli, che permettono di ottenere un
sensibile miglioramento qualititativo
delle leghe prodotte.
Le successive operazioni di trafilatura,
laminazione o finitura sono realizzate in
forni continui o discontinui, con l’introduzione di atmosfere protettive sintetiche, a base di azoto e idrogeno o anidride carbonica e gas attivi.
In base alla tipologia di processo, SIAD
studia ed offre l’atmosfera più economica e vantaggiosa.
Anche nelle lavorazioni meccaniche
delle leghe di metalli preziosi, SIAD,
partner attivo, propone soluzioni tecnologiche ed impiantistiche in grado di ottimizzare i processi di lavorazione.
L’occasione offerta da Oro Arezzo ha
permesso agli operatori del settore di
582 Riv. Ital. Saldatura - n. 4 - Luglio / Agosto 2007
confrontarsi direttamente con il team
SIAD / Arco Gas, sempre disponibile nel
fornire informazioni utili e indicazioni
tecniche per migliorare il processo di recupero dei metalli preziosi.
SIAD S.p.A.
Via S. Bernardino, 82 - 24126 Bergamo
Tel. 035 328357 - Fax 035 328318
e-mail: [email protected]
www.siad.com
Nuova applicazione CMT Una saldatura a riporto gentile
Ogni anno si verificano danni del valore
di miliardi a carico delle macchine e
degli impianti per via della corrosione e
dell’abrasione. La saldatura a riporto
rappresenta la soluzione ideale nel
momento in cui si presentano superfici
caratterizzate da una certa resistenza.
I materiali resistenti all’abrasione, alla
corrosione o all’usura, come l’Alloy 50
e 625, il CrMo 910 o l’Inconel 625, sono
infatti costosi. Per questa ragione, la
placcatura (altrimenti detta saldatura a
riporto o cladding) costituisce una
valida alternativa economica. Come materiale base basta a questo punto l’acciaio semplice, che viene in seguito rivestito con il materiale più pregiato.
Con la tradizionale saldatura a riporto,
l’arco voltaico fonde tuttavia in una
certa misura il materiale base. Sono
pertanto necessari più strati protettivi,
peraltro di spessore consistente. Grazie
al processo CMT, è oggi possibile
ridurre il numero e lo spessore degli
strati. In questo modo, si riduce la quantità di materiale costoso necessaria,
serve meno tempo e si risparmia
energia.
Originariamente, gli esperti della divisione Ricerca e Sviluppo di Fronius
avevano sviluppato il processo CMT per
saldare lamiere sottili e materiali misti.
Uno dei suoi principali vantaggi, l’apporto ridotto di calore tipico del processo “a freddo”, rivoluziona ora la saldatura a riporto.
“Il processo CMT ci consente di ottenere il risultato desiderato, ovvero una
minore fusione con il materiale base,
mentre l’apporto ridotto di calore diminuisce notevolmente l’effetto della distorsione.
Grazie a quest’ultima peculiarità, si riducono i costi finali di rettifica per le
pareti delle membrane placcate”, spiega
l’Ing. Wolfgang Hoffmeister, socio dirigente di “Uhlig Rohrbogen”.
Rispetto alla saldatura a riporto con il
metodo TIG (tungsteno - gas inerte),
grazie alla minore fusione dei materiali,
è sufficiente un solo strato “sottile”,
anziché spessori di vari millimetri. La
saldatura è inoltre fino a tre volte più
veloce con il processo CMT. Rispetto al
processo MAG (in gas protettivo attivo
con filo elettrodo fusibile), considerando
una stessa velocità del filo (per esempio
12 m/min), la corrente di saldatura necessaria scende da 300 a 180 Ampère.
L’apporto di calore risulta conseguentemente ridotto.
Per la saldatura a riporto automatizzata
di tubi, Fronius ha sviluppato un impianto completo. È stata la ditta italiana
Ansaldo ad avere il primo esemplare.
Grazie a questo impianto, l’operatore
può trarre beneficio dai vantaggi del
processo CMT in un’implementazione
tecnica convincente, comprensiva del
software necessario.
FRONIUS
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SEATEC si prepara all’edizione
2008
Torna dal 7 al 9 Febbraio 2008 Seatec,
la rassegna internazionale di tecnologie
e subfornitura per la cantieristica
navale e da diporto, che, giunta alla
sesta edizione, continua a crescere, sia
per numero di espositori - per la prossima edizione si prevede un aumento del
20% - che per affluenza di visitatori
(10.000 attesi per il 2008), oltre che per
spazio espositivo - la superficie coperta
raggiungerà i 30.000 metri quadrati (il
20% in più rispetto al 2007).
Seatec, manifestazione unica nel suo
genere in Italia, ha saputo imporsi a
livello internazionale come evento di riferimento per gli addetti ai lavori e, in
soli cinque anni, ha quadruplicato il
numero degli espositori, passando dai
150 del 2003 ai 628 del 2007. L’impegno nel comprendere e anticipare le esigenze del settore è costante e per la sesta
edizione si prevede una crescita in linea
con il trend degli ultimi anni, anche
grazie alle numerose novità che la manifestazione riserva per il 2008.
Oltre all’aumento dello spazio espositivo e alla sempre maggiore attenzione
per gli eventi collaterali alla fiera - convegni, concorsi, workshop e lezioni quest’anno Seatec amplia ulteriormente
la sua già ricca offerta, dando spazio a
due nuovi settori merceologici.
Fra le novità spiccano la sezione dedicata alle aree portuali - dalla progettazione degli spazi alle infrastrutture,
dalle attrezzature per la movimentazione
ai servizi per i porti - e lo spazio riservato alle attrezzature per la vela - dall’abbigliamento tecnico alla corderia,
dalle attrezzature di coperta all’alberatura, fino alla veleria e ai servizi.
Su richiesta degli espositori delle scorse
edizioni, Seatec ha creato quest’anno
un’area esclusivamente riservata ai
motori marini, mentre ai settori
“storici” della manifestazione sarà dedicato sempre più spazio. Il settore “tecnologia, accessori e servizi”, che comprende anche la Media Island, area
dedicata agli operatori della comunicazione (riviste, canali televisivi, operatori
dell’immagine) e “l’Isola dei Compositi”, che ospita aziende produttrici di
materiali compositi e macchinari per la
loro lavorazione, continueranno a essere
protagonisti a Seatec 2008, con numerose novità che saranno presentate nel
corso di incontri tecnici distribuiti nell’arco dei tre giorni della fiera.
Anche il design sarà fra le tematiche
centrali della manifestazione: il padiglione D sarà interamente dedicato alle
soluzioni di Design con l’area Abitare il
mare, per le aziende che rappresentano
l’eccellenza nella produzione seriale di
elementi di arredo, e la zona “Project &
Engineering”, in cui,
oltre ai progetti degli
studi di design, sarà
dato molto spazio all’ingegnerizzazione,
momento cruciale
della progettazione
di una barca. Numerosi i convegni e i
concorsi di progettazione: il MYDA Millennium Yacht
Design Award, che
premierà lo yacht più
innovativo, il Furniture Design Award,
concorso di allestimento di spazi abitativi a bordo,
“Abitare la barca”, riservato agli studenti universitari, per la progettazione
di spazi abitativi e la prestigiosa “Targa
Bonetto”, per gli studenti di tutto il
mondo che si vogliano confrontare sulle
tematiche dell’innovazione tecnologica
e delle infrastrutture.
Fra gli eventi organizzati nell’ambito di
Seatec 2008, torna a grande richiesta lo
Yacht Engineering Forum (YEF), forum
dedicato all’ingegneria e alla progettazione nautica, presente per la prima
volta nel 2007, che ha riscosso un
enorme successo attirando l’attenzione
su problematiche fondamentali dell’iter
progettuale nautico.
Grande risonanza anche per il Qualitec
Award, giunto alla sua quinta edizione,
che premia il prodotto o il servizio più
innovativo esposto in fiera.
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Al via l’organizzazione della
Technology Exhibitions Week 2008
È partita la macchina organizzativa
della Technology Exhibitions Week, che
si svolgerà da Martedì 27 a Venerdì 30
Maggio 2008 nell’avveniristico quartiere espositivo di FieraMilano a Rho.
Forte del successo della scorsa edizione,
è stata confermata la formula di 5 fiere
in un unico momento, rivelatasi una
scelta strategica vincente, in grado di
offrire un panorama merceologico tra i
più completi e avanzati al mondo a van-
Dalle Aziende
taggio sia degli espositori che dei visitatori. In mostra ci saranno quindi BIAS,
Biennale Internazionale dell’Automazione, Strumentazione, Microelettronica
e ICT per l’Industria e BIAS
MANUF@CTURING SOLUTIONS,
Biennale delle Soluzioni Globali di Information Technology per l’Industria;
FLUIDTRANS COMPOMAC, Biennale
Internazionale della Fluidotecnica, Trasmissioni di Potenza e Movimento,
Comandi, Controlli, Progettazione; MECHANICAL POWER TRANSMISSION
& MOTION CONTROL, Biennale Internazionale dei Sistemi di Controllo del
Movimento, Tecniche di Azionamento e
Trasmissioni Meccaniche, che proprio in
questi giorni ha ottenuto il riconoscimento di Internazionale dalla Regione
Lombardia e BI.MAN, Biennale della
Manutenzione Industriale.
A conferma della positiva risposta del
mercato all’impostazione della Technology Exhibitions Week, sono già numerosi gli espositori che stanno rispondendo alla campagna di pre-adesione.
Nel 2006 la manifestazione ha registrato
un bilancio positivo e si è chiusa con
grande soddisfazione degli organizzatori
e degli espositori: circa 2.000 le imprese
presenti; 75.686 le presenze di operatori, tra manager, progettisti e tecnici di
tutti i settori di applicazione e produttivi,
con una forte componente internazionale, superiore al 25%.
“Ci stiamo preparando ad affrontare la
nuova edizione della Technology Exhibitions Week con grande ottimismo ed entusiasmo” dichiara il Segretario Generale della manifestazione Aldo
Tagliabue.
“Ci auguriamo che le conferme che
stanno arrivando dagli espositori siano
di buon auspicio e contribuiscano a consolidare il buon risultato riscosso nel
2006.
L’edizione del 2008 vedrà un’ancora
maggiore internazionalizzazione, grazie
all’importante qualifica di Internazionale conferita dalla Regione Lombardia
a Mechanical Power Transmission &
Motion Control.
La sinergia delle 5 fiere sarà inoltre
ancora più rafforzata dalla concomitanza con XYLEXPO, la biennale mondiale delle tecnologie del legno, che rappresenta uno dei principali settori di
applicazione delle soluzioni in mostra
alla Technology Exhibitions Week”.
Riv. Ital. Saldatura - n. 4 - Luglio / Agosto 2007 583
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L’esposizione di Alumotive 2007
occupa l’intero quartiere fieristico di
Modena
A 4 mesi dal debutto, l’intera superficie
del quartiere fieristico di Modena è già
occupata dall’esposizione di ALUMOTIVE 2007, la Mostra Internazionale
delle Soluzioni Innovative, della Subfornitura, dei Componenti in Alluminio e
Materiali Tecnologici per l’Industria dei
Trasporti, in Fiera a Modena dal 18 al
20 Ottobre. È prossima la costituzione di
una lista d’attesa per la partecipazione
delle aziende all’evento.
In occasione della terza edizione di Alumotive centinaia di espositori presenteranno in anteprima le ultime novità in
fatto di trattamenti superficiali, meccanica di precisione, saldatura, assemblaggio, progettazione, prototipazione
tradizionale e rapida per conto terzi, serigrafia industriale, hardware e software
applicati, materiali. Raccogliendo le eccellenze tecnologiche dei diversi mezzi
di trasporto (siano essi navi, aerei,
moto, auto, bici, mezzi commerciali e
agricoli, veicoli speciali o da competizione),
Alumotive si preannuncia un appuntamento espositivo di alto spessore tecnico
e scientifico, il solo a livello internazionale in cui gli operatori del settore
possono confrontare applicazioni, materiali, componenti e lavorazioni dei differenti comparti del trasporto, favorendo
uno scambio tecnologico e conoscitivo
da cui dipende l’evoluzione dell’intero
settore della mobilità.
L’esposizione, che occuperà per intero il
quartiere fieristico di Modena, sarà affiancata da sessioni tecniche di altissimo
livello.
Centinaia di interventi congressuali
(oltre 200 le relazioni tecniche presentate nella scorsa edizione della rassegna) e relatori di prestigio internazionale faranno di Alumotive un
laboratorio di idee ed innovazione sul
trasporto e su tutte le sue componenti
tecnico-scientifiche.
Dal 18 al 20 Ottobre 2007 il mondo accademico ed associativo, le aziende, le
584 Riv. Ital. Saldatura - n. 4 - Luglio / Agosto 2007
istituzioni ed i più avanzati laboratori di
ricerca ed engineering si daranno appuntamento in fiera a Modena per partecipare alla terza edizione della rassegna
ed ai suoi eventi speciali.
Dedicata alla ricerca stilistica, la tavola
rotonda Aludesign, moderata dal direttore del mensile Quattroruote, Mauro
Tedeschini, vedrà la partecipazione dei
responsabili centri stile di prestigiose
case automobilistiche.
Carbodytech illustrerà in un’isola dimostrativa “altamente specialistica” tutte
le tecnologie più avanzate inerenti il
settore della carrozzeria e delle sue riparazioni. E, con la collaborazione di
MaTech - il centro di ricerca sui Materiali Innovativi del parco Scientifico e
Tecnologico Galileo - Alumotive farà
un’incursione nel futuro prossimo del
trasporto.
La galleria dei Prototipi Galileo: Muoversi meglio domani, in un’apposita galleria, presenterà ai visitatori della rassegna le tecnologie e i materiali più
significativi sviluppati in questi mesi a
livello internazionale per migliorare le
prestazioni, la sicurezza, il comfort di
bordo ed il rispetto dell’ambiente dei
diversi mezzi di trasporto.
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distanza
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torce TIG con comando a distanza per
tutti i saldatori che cercano torce di altissima qualità, ergonomia e versatilità.
Facili e comode da usare le torce TXH
consentono all’operatore di regolare la
corrente di saldatura mediante due
bottoni contrassegnati da + e - posti sull’impugnatura.
La testa flessibile facilita l’accesso
anche nelle zone di lavoro più difficili.
Le torce TXH con comando a distanza,
devono essere collegate ad un adattatore
per funzionare con tutte le macchine
ESAB dotate di CAN-bus.
L’adattatore è lo stesso per tutti i tipi di
torce disponibili con comando a distanza.
Sono disponibili con raffreddamento ad
aria o ad acqua e cavi da 4 e 8 m e la
loro costruzione robusta garantisce un
funzionamento senza inconvenienti e
poca manutenzione.
La gamma di torce TXH ad un ciclo di
lavoro del 60% può operare con correnti
di saldatura da 120A a 400A. Il modello
più piccolo lavora con elettrodi di tungsteno di diametro 1.0/3.2 mm, quello più
grande 1.0/4.8.
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Letteratura Tecnica
Key to steel/Stahlschlüssel
Wegst C.W., Marbach (Germania)
2007, 210x297 mm, 744 pagine,
ISBN 3-922599-23-4, € 138,00.
Dell’ormai tradizionale manuale “La
chiave degli acciai” trilingue (tedesco,
francese ed inglese), è ora disponibile la
21ª nuova edizione, comprendente più
di 45.000 designazioni di acciai, estratti
dai maggiori Enti di unificazione mondiali e circa 250 denominazioni commerciali. Ciascun tipo è identificato dal
numero di materiale tedesco (W-Nr.) e
raggruppato in funzione della composizione chimica, delle caratteristiche meccaniche e del relativo campo di impiego
industriale.
Per ogni acciaio sono indicati: la composizione, le caratteristiche meccaniche, i
trattamenti termici, lo stato di fornitura,
le acciaierie produttrici, le corrispondenti norme di riferimento DIN ed EN o
altre specifiche nazionali e per quanto
possibile, la corrispondenza con le
norme dei principali Paesi industrializzati, nonché con le norme e le specifiche
americane (AISI, ASME, ASTM, ISO,
MIL, SAE, ecc.).
Le 19 parti di cui si compone il volume
riguardano: acciai di uso generale, da cementazione, da nitrurazione, acciai automatici; acciai da bonifica, acciai per cuscinetti; acciai per molle, acciai per
Questo volume dedicato ai principi fondamentali ed alle applicazioni della saldatura a resistenza, analizza in maniera
scientifica e sistematica tutti i processi
ed i fenomeni in relazione agli acciai tradizionali, alle leghe di alluminio e ad
altri nuovi tipi di materiali. Consigliato
in particolare, come testo didattico universitario in corsi per l’insegnamento
della scienza e della metallurgia dei materiali, presenta, purtroppo, solamente in
maniera superficiale e non approfondita,
la saldatura a punti.
Il testo esamina complessivamente tutti
gli aspetti della saldatura a resistenza,
dalla metallurgia e dai principi fisici fondamentali, quali i processi elettrotermici
ed i difetti tipici, alle prove meccaniche,
al monitoraggio dei processi, al controllo della qualità ed alla simulazione
mediante modelli matematici.
Gli autori considerano l’influenza delle
caratteristiche meccaniche delle saldatrici; introducono alcuni concetti fondamentali sulla simulazione numerica applicata alla saldatura a resistenza a punti.
Infine descrivono le metodologie più
avanzate sulla progettazione statistica e
sull’analisi dei risultati nel campo della
ricerca; fornendo utili informazioni e
Zhang H. e Senkara J., London (Inghilterra), 2006, 160x240 mm, 431 pagine,
ISBN 9780849323461, € 49.99.
Resistance welding: fundamentals
and applications
Notiziario
tempra superficiale, acciai per estrusione
a freddo; acciai tenaci a freddo, acciai
per serbatoi in pressione, acciai resistenti alle alte temperature; acciai da costruzione a grano fine, acciai resistenti
agli agenti atmosferici; marche estere di
acciai da costruzione e confronto con
norme estere; acciai per utensili al carbonio, acciai rapidi; acciai per utensili,
lavorazione a freddo; acciai per utensili,
lavorazione a caldo; acciai per utensili,
produzione estera; acciai per valvole,
acciai e leghe resistenti alle alte temperature; acciai amagnetici, acciai resistenti al calore, acciai inossidabili e resistenti agli acidi e alle alte temperature;
materiali d’apporto per la saldatura di
acciai ad alta lega; marche estere di
acciai inossidabili, resistenti agli acidi e
alle alte temperature e confronto con
altre norme estere; elenco dei numeri dei
materiali e dei fornitori tedeschi; elenco
delle marche tedesche; indice generale
delle marche e dei fornitori esteri.
Il volume rappresenta una preziosa
opera di consultazione, indispensabile
per tutti coloro che si interessano di
acciai, dai produttori ai commercianti,
dagli ingegneri ai tecnici di officina e ai
progettisti.
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Riv. Ital. Saldatura - n. 4 - Luglio / Agosto 2007 587
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Storia dell’energia. Percorrendo le
tappe evolutive delle fonti
energetiche
Iaria L., Livorno 2007, 210×297 mm,
332 pagine, ISBN 889019524X,€ 48,00.
La storia dell’energia è la storia del rapporto Uomo-Energia-Ambiente, rapporto che può essere compreso solo se
riferito all’epoca in cui si realizza. Il
problema dell’energia si intreccia con
tutti gli altri problemi e rimane, come dimostrano i fatti più recenti, il “problema
dei problemi” da risolvere con la ragione
e con l’ausilio della scienza e della tecnologia. Si può quindi affermare che,
percorrendo la storia delle fonti energetiche, dall’antichità ai giorni nostri, si
traccia la storia del genere umano.
Il sole invia ogni giorno sulla terra una
quantità di energia che supera di oltre
10.000 volte quella consumata nello
stesso tempo dall’uomo. Malgrado ciò,
l’energia solare, inclusi l’idro-elettricità
e le biomasse, che costituiscono gran
parte dei consumi energetici non commerciali del terzo mondo, copre appena
il 15% degli attuali consumi globali di
energia. È quindi immaginabile di poter
utilizzare una quota ben superiore di
energia solare rispetto ad oggi. In tal
modo si potrebbe ridurre il ricorso alle
fonti fossili, petrolio, carbone e gas, che
sono il prodotto della fotosintesi clorofilliana di milioni di anni fa.
Questi ed altri aspetti, in realtà tutto lo
scibile dell’energia, sono trattati nel
volume “Storia dell’energia” dell’Ing.
Leopoldo Iaria - pubblicato da Edizioni
Contech di Livorno - teso a evidenziare e
descrivere la centralità del problema
energetico, ripercorrendo in termini
semplici ed accessibili il cammino che
ha portato l’uomo al punto in cui siamo.
588 Riv. Ital. Saldatura - n. 4 - Luglio / Agosto 2007
L’obiettivo che si pone l’Autore con
questa impegnativa fatica, sostenuta da
una forte spinta etica, è sensibilizzare i
lettori sul tema del problematico rapporto
uomo-energia-ambiente. E il risultato è
raggiunto con grande efficacia e maestria.
È evidente la volontà di comunicare ai
più giovani una visione globale per aiutarli a comprendere la criticità della situazione energetica del Paese, con le competenze maturate nell’arco di una lunga vita
professionale ai vertici di importanti istituzioni. Azionare la leva della conoscenza, fondamentale per incidere sui
comportamenti e rendere più consapevoli
le scelte di operatori e utenti, specie nel
settore dell’energia e dell’ambiente, che
richiede l’adozione di politiche ispirate a
condivisione e partecipazione.
A tale scopo l’Autore descrive la materia
con rigore espressivo e logica consequenzialità, per guidare il lettore lungo
un cammino che consenta di comprendere la realtà di oggi e la sfida che deve
fronteggiare l’ attuale generazione, a
partire dagli esordi della civiltà. L’energia ha sempre avuto, infatti, un ruolo importante nell’ascesa e nella caduta delle
civiltà; al punto che numerosi storici e
antropologi sono convinti che nella
maggior parte dei casi sia stata un fattore
determinante.
In un mondo che muta così velocemente,
in termini di fenomeni e di linguaggi, supportare il sapere con strumenti riflessivi,
che aiutino a leggere la realtà che cambia
senza conchiuderla in paradigmi pregiudiziali, è un compito difficile. L’Autore ha
voluto assumersi questo onere e ha svolto
il compito con grande rigore, competenza
ed esemplare equilibrio.
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UNI EN 1993-4-3 - Eurocodice 3 - Progettazione delle strutture di acciaio Parte 4-3: Condotte (2007).
UNI 11229 - Acciaio per cemento
armato nervato saldabile - Condizioni
tecniche di fornitura per la classe tecnica
B 450 C (2007).
UNI EN 12972 - Cisterne per il trasporto di merci pericolose - Prova, controllo e marcatura delle cisterne metalliche (2007).
UNI EN 13445-1 - Recipienti a pressione non esposti a fiamma - Parte 1:
Generalità (2007).
UNI EN 13445-2 - Recipienti a pressione non esposti a fiamma - Parte 2:
Materiali (2007).
UNI EN 13445-4 - Recipienti a pressione non esposti a fiamma - Parte 4:
Costruzione (2007).
UNI EN 13445-6 - Recipienti a pressione
non esposti a fiamma - Parte 6: Requisiti
per la progettazione e la costruzione di
recipienti a pressione e parti in pressione
realizzate in ghisa sferoidale (2007).
UNI EN 13981-4 - Alluminio e leghe di
alluminio - Prodotti per applicazioni ferroviarie strutturali - Condizioni tecniche
di collaudo e fornitura - Parte 4: Forgiati
(2007).
UNI EN 14140 - Attrezzature e accessori per GPL - Recipienti portatili e ricaricabili di acciaio saldato per GPL - Soluzioni alternative in materia di
progettazione e costruzione (2007).
UNI EN 15317 - Prove non distruttive Esame a ultrasuoni - Caratterizzazione e
verifica dell’apparecchiatura per la misurazione dello spessore mediante ultrasuoni (2007).
UNI CEN/TR 15438 - Sistemi di tubazione di materia plastica - Guida per la
codifica dei prodotti e del loro utilizzo
previsto (2007).
Norme nazionali
ASME B31.1 - Power piping (2007).
API Std 650 11th Edition - Welded steel
tanks for oil storage (2007).
USA
Italia
AWS A5.7/A5.7M - Specification for
copper and copper-alloy bare welding
rods and electrodes (2007).
Codici e Norme
UNI EN 1993-4-2 - Eurocodice 3 - Progettazione delle strutture di acciaio Parte 4-2: Serbatoi (2007).
Norme europee
EN
EN 485-2 - Aluminium and aluminium
alloys - Sheet, strip and plate - Part 2:
Mechanical properties (2007).
EN 1330-11 - Non-destructive testing Terminology - Terms used in X-ray diffraction from polycrystalline and amorphous materials (2007).
EN 1993-1-7 - Eurocode 3 - Design of
steel structures - Part 1-7: Plated structures subject to out of plane loading (2007).
EN 1993-6 - Eurocode 3 - Design of
steel structures - Part 6: Crane supporting structures (2007).
EN 1999-1-3 - Eurocode 9 - Design of
aluminium structures - Part 1-3: Structures susceptible to fatigue (2007).
EN 1999-1-1 - Eurocode 9 - Design of
aluminium structures - Part 1-1: General
structural rules (2007).
EN 10247 - Micrographic examination
of the non-metallic inclusion content of
steels using standard pictures (2007).
EN ISO 10447 - Resistance welding Peel and chisel testing of resistance spot
and projection welds (2007).
EN 10336 - Continuously hot-dip coated
and electrolytically coated strip and sheet
of multiphase steels for cold forming Technical delivery conditions (2007).
EN 15266 - Stainless steel pliable corrugated tubing kits in buildings for gas
with an operating pressure up to 0,5 bar
(2007).
EN ISO 17657-3 - Resistance welding Welding current measurement for resistance welding - Part 3: Current sensing
coil (2007).
EN ISO 17657-2 - Resistance welding Welding current measurement for resistance welding - Part 2: Welding current
meter with current sensing coil (2007).
Notiziario
EN ISO 15614-7 - Specification and
qualification of welding procedures for
metallic materials - Welding procedure
test - Part 7: Overlay welding (2007).
EN ISO 17657-4 - Resistance welding Welding current measurement for resistance welding - Part 4: Calibration
system (2007).
ISO 10275 - Metallic materials - Sheet
and strip - Determination of tensile
strain hardening exponent (2007).
ISO 6520-1 - Welding and allied processes - Classification of geometric imperfections in metallic materials - Part 1:
Fusion welding (2007).
ISO 2892 - Austenitic cast irons - Classification (2007).
ISO 209 - Aluminium and aluminium
alloys - Chemical composition (2007).
ISO
Norme internazionali
EN ISO 17657-5 - Resistance welding Welding current measurement for resistance welding - Part 5: Verification of
welding current measuring system
(2007).
EN ISO 15874-1 - Plastics piping
systems for hot and cold water installations - Polypropylene (PP) - Part 1:
General - Amendment 1
EN ISO 15874-2 - Plastics piping
systems for hot and cold water installations - Polypropylene (PP) - Part 2:
Pipes (2007).
EN ISO 15875-1 - Plastics piping
systems for hot and cold water installations - Crosslinked polyethylene (PE-X)
- Part 1: General - Amendment 1 (2007).
EN ISO 15875-2 - Plastics piping
systems for hot and cold water installations - Crosslinked polyethylene (PE-X)
- Part 2: Pipes (2007).
EN ISO 15876-1 - Plastics piping
systems for hot and cold water installations - Polybutylene (PB) - Part 1:
General - Amendment 1 (2007).
EN ISO 15876-2 - Plastics piping
systems for hot and cold water installations - Polybutylene (PB) - Part 2: Pipes
(2007).
ISO 14577-4 - Metallic materials - Instrumented indentation test for hardness
and materials parameters - Part 4: Test
method for metallic and non-metallic
coatings (2007).
ISO 10286 - Gas cylinders - Terminology
EN ISO 16433 - Resistance welding Procedure for seam welding of uncoated
and coated low carbon steels (2007).
ISO 15614-7 - Specification and qualification of welding procedures for metallic materials - Welding procedure test Part 7: Overlay welding (2007).
EN ISO 14373 - Resistance welding Procedure for spot welding of uncoated
and coated low carbon steels (2007).
EN ISO 14577-4 - Metallic materials Instrumented indentation test for hardness and materials parameters - Part 4:
Test method for metallic and non-metallic coatings (2007).
EN ISO 17657-1 - Resistance welding Welding current measurement for resistance welding - Part 1: Guidelines for
measurement (2007).
EN ISO 16432 - Resistance welding Procedure for projection welding of uncoated and coated low carbon steels
using embossed projection(s) (2007).
EN 14587-1 - Railway applications Track - Flash butt welding of rails - Part 1:
New R220, R260, R260Mn and R350HT
grade rails in a fixed plant (2007).
Riv. Ital. Saldatura - n. 4 - Luglio / Agosto 2007 589
Notiziario
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20-21/9/2007
18-19/9/2007
17-21/9/2007
10-11/12/2007
17-21/9/2007
17-21/9/2007
17-20/9/2007
17-20/9/2007
17-19/9/2007
17-18/9/2007
Data
Corso per International Welding Technologist - Parte III - Metallurgia e saldabilità
Corso per International Welding Engineer - Parte III - Metallurgia e saldabilità
Corso secondo lo Standard IPC-A-610 in lingua italiana o
inglese - Certified IPC Trainer (CIT)
Corso propedeutico alla certificazione dei saldatori di tubi e raccordi di PE secondo UNI 9737 per il convogliamento di gas,
acqua ed altri fluidi. Processi ad elemento termico e ad elettrofusione
Corso sull’applicazione dei Sistemi di Gestione ambientale ISO
14001
Corso teorico-pratico sull’incollaggio per operatori (European
Adhesive Bonder)
Corso per International Welding Practitioner - Parte III - Progettazione e calcolo
Corso per International Welding Practitioner - Parte III - Metallurgia e saldabilità
Corso per International Welding Engineer - Parte III - Progettazione e calcolo
Corso celere in saldatura
Corso per International Welding Technologist - Parte III - Progettazione e calcolo
Corso propedeutico alla certificazione dei saldatori di tubi e raccordi di PE secondo UNI 9737 per il convogliamento di gas,
acqua ed altri fluidi. Processi ad elemento termico e ad elettrofusione
Corso propedeutico alla certificazione dei saldatori di tubi e raccordi di PE secondo UNI 9737 per il convogliamento di gas,
acqua ed altri fluidi. Processi ad elemento termico e ad elettrofusione
Corso sull’applicazione dei Sistemi di Gestione per la qualità in
saldatura ISO 9001
Corso per International Welding Practitioner - Parte III- Tecnologia della saldatura
Titolo
24
43
72
36
28
16
40
8
10
58
34
28
28
24
8
Ore
Corsi IIS
Genova
24-28/9/2007
Progettazione, fabbricazione e collaudo di apparecchi e sistemi
di tubazione di PRFV
Luogo
Genova
25-27/9/2007
Mogliano Veneto
(TV)
Genova
Mogliano Veneto
(TV)
8-10/10/2007
24
32
Genova
Corso di qualificazione e certificazione nella microsaldatura in
elettronica approvato dall’ESA in lingua inglese - Ispettore per
tecnologia a “foro passante” in accordo alla Specifica ECSSQ70-08
590 Riv. Ital. Saldatura - n. 4 - Luglio / Agosto 2007
Organizzatore
Istituto Italiano della Saldatura - Divisione FOR
Lungobisagno Istria, 15 - 16141 Genova
Tel. 010 8341371 - Fax 010 8367780 - [email protected]
Genova
Genova
Legnano (MI)
Roma
Genova
Legnano (MI)
22-26/10/2007
19-23/11/2007
22-26/10/2007
18-19/10/2007
12-16/11/2007
16-17/10/2007
15-19/10/2007
15-19/10/2007
15-19/10/2007
15-18/10/2007
15-17/10/2007
9-11/10/2007
9-10/10/2007
8-12/10/2007
8-11/10/2007
Data
Corso per International Welding Engineer - Parte III - Fabbricazione
Corso per International Welding Technologist - Parte III - Fabbricazione
Corso per International Welding Practitioner - Parte III - Fabbricazione
Corso per International Welding Specialist - Parte III - Fabbricazione
Corso di ricertificazione nella microsaldatura in elettronica approvato dall’ESA in lingua inglese - Operatore/Ispettore per tecnologia SMT in accordo alla Specifica ECSS-Q-70-38
Corso di qualificazione e certificazione nella microsaldatura in
elettronica approvato dall’ESA in lingua inglese - Ispettore per
tecnologia SMT in accordo alla Specifica ECSS-Q-70-38
Corso di qualificazione e certificazione nella microsaldatura in
elettronica approvato dall’ESA in lingua inglese - Operatore per
tecnologia SMT in accordo alla Specifica ECSS-Q-70-38
Corso sui trattamenti termici dei giunti saldati - Modulo avanzato
Corso propedeutico alla certificazione dei saldatori di tubi e raccordi di PE secondo UNI 9737 per il convogliamento di gas,
acqua ed altri fluidi. Processi ad elemento termico e ad elettrofusione
Corso per International Welding Specialist - Parte III - Progettazione e calcolo
Corso avanzato - Saldabilità delle leghe metalliche
Corso di ricertificazione nella microsaldatura in elettronica
approvato dall’ESA in lingua inglese - Operatore/Ispettore per
tecnologia a “foro passante” in accordo alla Specifica ECSS-Q70-08
Corso di qualificazione e certificazione nella microsaldatura in
elettronica approvato dall’ESA in lingua inglese - Operatore per
tecnologia a “foro passante” in accordo alla Specifica ECSSQ70-08
Corso propedeutico alla certificazione dei saldatori di tubi e raccordi di PE secondo UNI 9737 per il convogliamento di gas,
acqua ed altri fluidi. Processi ad elemento termico e ad elettrofusione
Titolo
80
28
53
16
36(°)
36(°)
32
28
18
24
16
40
28
Ore
Corsi IIS (segue)
Genova
22-26/10/2007
19-23/11/2007
12-14/12/2007
12(*)
Luogo
Genova
29-30/10/2007
Corso sulla sicurezza e prevenzione dagli infortuni in saldatura,
per addetti e responsabili del sistema prevenzione e protezione Modulo A - Corso base
28
Legnano (MI)
Genova
Genova
Genova
Genova
Genova
Genova
5-8/11/2007
Corso propedeutico alla certificazione dei saldatori di tubi e raccordi di PE secondo UNI 9737 per il convogliamento di gas,
acqua ed altri fluidi. Processi ad elemento termico e ad elettrofusione
28
Messina
110
Legnano (MI)
5-8/11/2007
Corso propedeutico alla certificazione dei saldatori di tubi e raccordi di PE secondo UNI 9737 per il convogliamento di gas,
acqua ed altri fluidi. Processi ad elemento termico e ad elettrofusione
Organizzatore
Notiziario
Istituto Italiano della Saldatura - Divisione FOR
Lungobisagno Istria, 15 - 16141 Genova
Tel. 010 8341371 - Fax 010 8367780 - [email protected]
(°) Si tratta del totale delle ore previste per coloro che non abbiano già frequentato il corso per Operatore e/o Ispettore per tecnologia a foro passante.
Per coloro in possesso di tale certificato il corso può essere ridotto fino alla durata di 24 ore.
(*) Si intende la durata del corso per la parte da svolgersi in aula.
Riv. Ital. Saldatura - n. 4 - Luglio / Agosto 2007 591
Notiziario
Genova
Legnano (MI)
Genova
22-23 e
28-30/11/2007
22-23/11/2007
20-21/11/2007
19-23/11/2007
19-23/11/2007
19-22/11/2007
19-21/11/2007
14-15/11/2007
13-14/11/2007
12-16/11/2007
12-15/11/2007
12-14/11/2007
12-13/11/2007
7-8/11/2007
5-9 e
12-16/11/2007
5-9/11/2007
Data
Corso per International Welding Engineer - Parte III - Progettazione e calcolo
Corso sull’incollaggio (adhesive bonding) - Corso teorico di
Specializzazione
Corso sulla sicurezza e prevenzione dagli infortuni in saldatura,
per addetti e responsabili del sistema prevenzione e protezione Corso per datori di lavoro (Art. 10)
Corso di ricertificazione nella microsaldatura in elettronica approvato dall’ESA - Operatore/Ispettore per tecnologia SMT” in
accordo alla Specifica ECSS-Q-70-38
Corso di qualificazione e certificazione nella microsaldatura in
elettronica approvato dall’ESA - Ispettore per tecnologia SMT
in accordo alla Specifica ECSS-Q-70-38
Corso di qualificazione e certificazione nella microsaldatura in
elettronica approvato dall’ESA - Operatore per tecnologia SMT
in accordo alla Specifica ECSS-Q-70-38
Corso propedeutico alla certificazione dei saldatori di tubi e raccordi di PE secondo UNI 9737 per il convogliamento di gas,
acqua ed altri fluidi. Processi ad elemento termico e ad elettrofusione
Corso sulla sicurezza e prevenzione dagli infortuni in saldatura,
per addetti e responsabili del sistema prevenzione e protezione Modulo C - Aspetti organizzativi
Corso sull’applicazione dei Sistemi di Gestione per la Qualità e
dei Sistemi di Gestione Ambientale in saldatura - Modulo integrativo Auditor ISO 14001
Corso di ricertificazione nella microsaldatura in elettronica approvato dall’ESA - Operatore/Ispettore per tecnologia a “foro
passante” in accordo alla Specifica ECSS-Q-70-08
Corso di qualificazione e certificazione nella microsaldatura in
elettronica approvato dall’ESA - Operatore per tecnologia a
“foro passante” in accordo alla Specifica ECSS-Q-70-08
Corso propedeutico alla certificazione dei saldatori di tubi e raccordi di PE secondo UNI 9737 per il convogliamento di gas, acqua
ed altri fluidi. Processi ad elemento termico e ad elettrofusione
Corso di qualificazione e certificazione nella microsaldatura in
elettronica approvato dall’ESA - Ispettore per tecnologia a “foro
passante” in accordo alla Specifica ECSS-Q-70-08
Corso sull’applicazione dei Sistemi di Gestione per la Qualità e
dei Sistemi di Gestione Ambientale in saldatura - Modulo integrativo Auditor EN 729/ISO 3834
Corso avanzato - Meccanica della frattura
Corso avanzato per i settori petrolchimico e di produzione dell’energia - Ispettore di impianto
Corso sulla sicurezza e prevenzione dagli infortuni in saldatura,
per addetti e responsabili del sistema prevenzione e protezione Modulo B - Corso di specializzazione
Titolo
34
58
40
16
16
36(°)
36(°)
28
24(*)
16
16
40
28
24
16
16
64
32(*)
Ore
Corsi IIS (segue)
Genova
26-30/11 e
3-5-/12/2007
Corso per International Welding Technologist - Parte III - Progettazione e calcolo
Luogo
Genova
26-30/11/2007
Legnano (MI)
Genova
Genova
Genova
Mogliano Veneto
(TV)
Legnano (MI)
Genova
Genova
Genova
Genova
Genova
Legnano (MI)
Genova
Organizzatore
Istituto Italiano della Saldatura - Divisione FOR
Lungobisagno Istria, 15 - 16141 Genova
Tel. 010 8341371 - Fax 010 8367780 - [email protected]
(*) Si intende la durata del corso per la parte da svolgersi in aula.
(°) Si tratta del totale delle ore previste per coloro che non abbiano già frequentato il corso per Operatore e/o Ispettore per tecnologia a foro passante.
Per coloro in possesso di tale certificato il corso può essere ridotto fino alla durata di 24 ore.
592 Riv. Ital. Saldatura - n. 4 - Luglio / Agosto 2007
Priolo (SR)
12-16/11/2007
1-5/10/2007
per livello 2 UNI EN 473/ISO 9712
per livello 2 UNI EN 473/ISO 9712
per livello 2 UNI EN 473/ISO 9712
Notiziario
Corsi di qualificazione al livello 2 UNI EN 473/ISO 9712
Genova
26-30/11/2007
Esame visivo (VT)
Legnano (MI)
Particelle magnetiche (MT)
per livello 2 UNI EN 473/ISO 9712
Genova
23-26/10/2007
16-19/10/2007
per livello 2 UNI EN 473/ISO 9712
per livello 2 UNI EN 473/ISO 9712
per livello 2 UNI EN 473/ISO 9712
9-12/10/2007
Legnano (MI)
13-16/11/2007
per livello 2 UNI EN 473/ISO 9712
Mogliano
Veneto (TV)
Priolo (SR)
20-23/11/2007
Liquidi penetranti (PT)
Mogliano
Veneto (TV)
Legnano (MI)
5-9/11/2007
1-5/10/2007
per livello 2 UNI EN 473/ISO 9712
per livello 2 UNI EN 473/ISO 9712
Esame radiografico (RT) (La prima settimana di ogni
corso è limitata alla qualifica per la sola interpretazione film)
Genova
Genova
12-16 e
19-23/11/2007
24-28/9 e
1-5/10/2007
per livello 2 UNI EN 473/ISO 9712
per livello 2 UNI EN 473/ISO 9712
Esame ultrasonoro (UT) (La prima settimana di ogni
corso è limitata alla qualifica per la sola misurazione spessori)
Legnano (MI)
Luogo
17-21/9/2007
Programma di addestramento raccomandato per
l’esame con liquidi penetranti di 2° livello secondo
EN 4179/MIL 410
Corso AICQ-SICEV per Valutatori dei Sistemi di
Gestione Ambientale
CND Studio Sas di Gino FABBRI & C (Milano)
Tel. 02 341649; fax 02 341205
e-mail: [email protected]
AICQ-Meridionale (Napoli)
Tel. 081 2396503; fax 081 6174615
[email protected]
Organizzatore
17-21/9/2007
Implementazione di un sistema di gestione ambientale secondo la norma UNI EN ISO
14001/2004 (2a ed.)
Titolo
19-20/9/2007
24-25/9/2007
CERMET (Bologna)
Tel. 051 764900; fax 051764902
[email protected]
CERMET (Roma)
Tel. 06 7626001; fax 06 76968124
[email protected]
20-22/09/2007
AICQ-Meridionale (Napoli)
Tel. 081 2396503; fax 081 6174615
[email protected]
Data
Corsi di altre Società
Potenza
Milano
Roma
Bologna
Napoli
Corso base per la conduzione delle Verifiche Ispettive Interne per la Qualità secondo le norme ISO
9001:2000 ed ISO 19011:2002
594 Riv. Ital. Saldatura - n. 4 - Luglio / Agosto 2007
15-17/10/2007
11-13/10/2007
8-9/10/2007
8-10/10/2007
8-10/10/2007
8-9/10/07
1-3/10/2007
26-28/9/2007
26-27/9/2007
25-26/9/2007
24/9-5/10/2007
24-28/9/2007
Audit interni di Sistemi di Gestione Ambientale
Audit interni di Sistemi di Gestione per la Qualità
riconosciuto AICQ VISQ
Corso pratico sull’interpretazione e l’applicazione
della norma UNI EN ISO 9001:2000
Taratura pratica degli strumenti di misura (2a ed.)
Auditor interni di Sistema di Gestione Qualità
(2a ed.)
Corso di formazione per valutatori interni del
Sistema di Gestione per la Qualità (in accordo con
la norma ISO 19011)
Il Sistema di Gestione Ambientale secondo le
norme ISO 14000
Le ISO 9000:2000. Introduzione ai Sistemi di Gestione per la Qualità
Fondamenti, terminologia e requisiti del sistema
per la qualità secondo le norme della serie 9000
Taratura pratica degli strumenti di misura (2a ed.)
Il Sistema di Gestione della Qualità secondo le
norme ISO 9000:2000 (con aggiornamento alla
ISO 9000:2005)
Programma di addestramento per l’esame con ultrasuoni di 2° livello passaggio diretto secondo la
Recommended Practice Nr. SNT-TC-1A
Corso di formazione per Valutatori dei Sistemi di
Gestione Qualità Ambiente
(VSGA)
AICQ-CI (Roma)
Tel. 06 4464132; fax 06 4464145
[email protected]
AICQ-CI (Roma)
Tel. 06 4464132; fax 06 4464145
[email protected]
AICQ-Meridionale (Napoli)
Tel. 081 2396503; fax 081 6174615
[email protected]
CERMET (Torino)
Tel. 011 2258681; fax 011 2258680
[email protected]
CERMET (Bologna)
Tel. 051 764900; fax 051764902
[email protected]
CERMET (Roma)
Tel. 06 7626001; fax 06 76968124
[email protected]
AICQ Centro Nord (Milano)
Tel. 02 67382158; fax 02 67382177
[email protected]
AICQ Triveneta (Mestre - VE )
Tel. 041 951795; fax 041 940648
[email protected]
AICQ-CI (Roma)
Tel. 06 4464132; fax 06 4464145
[email protected]
ANCCP (Milano)
Tel. 02 2104071; fax 02 210407218
[email protected]
CERMET (Bologna)
Tel.051 764900; fax 051764902
[email protected]
AICQ Triveneta (Mestre - VE )
Tel. 041 951795; fax 041 940648
[email protected]
CND Studio Sas di Gino FABBRI & C (Milano)
Tel. 02 341649; fax 02 341205
e-mail: [email protected]
AICQ Emilia Romagna c/o Fondazione Aldini-Valeriani
(Bologna)
Tel. 051 2960294; fax 051 0544854
[email protected]
Notiziario
22-24/10/2007
CND Studio Sas di Gino FABBRI & C (Milano)
Tel. 02 341649; fax 02 341205
e-mail: [email protected]
Organizzatore
22-26/10/2007
Programma di addestramento raccomandato per
l’esame visivo di 2° livello secondo la Recommended Practice Nr. SNT-TC-1A
AICQ-CI (Roma)
Tel. 06 4464132; fax 06 4464145
[email protected]
Titolo
25-31/10/2007
Valutatori Sistema di Gestione per la Qualità riconosciuto AICQ VISQ
9-10/10/2007
12-16/11/2007
AICQ-CI (Roma)
Tel. 06 4464132; fax 06 4464145
[email protected]
Data
Corsi di altre Società (segue)
Luogo
Bologna
Milano
Mestre (VE)
Bologna
Catania
Roma
Mestre (VE)
Milano
Bologna
Roma
Torino
Napoli
Roma
Roma
Milano
Roma
Roma
Valutatori Sistema di Gestione Ambientale riconosciuto AICQ VISQ
Riv. Ital. Saldatura - n. 4 - Luglio / Agosto 2007 595
Notiziario
Mostre e Convegni
Materials Testing 2007 - Exhibition and NDT
Conference
ASM Heat Treating Society Conference & Exposition “Driving the engines of change in manufacturing”
IABSE Annual Meetings and IABSE Symposium
“Improving infrastructure worldwide”
CTW 2007 - Corrosion Technology Week
MS&T 2007 - Materials Science and Engineering
Technologies Conference & Exhibition
Die Verbindungs Spezialisten 2007
The Energy Exchange Ltd (Gloucestershire -UK)
Tel. +44 1242 529090; fax +44 1242 529060
[email protected]
The British Institute of Non-Destructive Testing (Northampton - UK)
Tel. +44 1604 630124; fax +44 1604 231489
[email protected]
ASM Customer Service (Materials Park, Ohio - USA)
Tel. +1 440 33851516; fax +1 440 3384634
[email protected]
IABSE 2007 Symposium - (Weimar - D)
Tel. +49 3643 582007; fax +49 3643 582017
[email protected]
NACE International (Houston, Texas - USA)
Tel +1 281 2286264; fax +1 281 2286300
[email protected]
The Minerals, Metals & Materials Society (Warrendale,
PA - USA)
Tel +1 724 7769231; fax +1 724 7763770
[email protected]
DVS - German Welding Society (Düsseldorf -D)
Conference Department
Tel. + 49 211 1591302; fax + 49 211 1591300
[email protected]
Organizzatore
Oil & Gas Transportation in the Cis & Caspian
Regio - 9th Annual Conference
Istituto Italiano della Saldatura (Genova)
Tel. 010 8341331; fax 010 8367780
sabrina.storari@ iis.it
Titolo
16-21/9/2007
Seminario di Formazione e Aggiornamento IIS
“Qualificazione e certificazione dei saldatori per le
materie plastiche.La nuova norma italiana e le
norme europee. Lo schema per la qualificazione
EWF”
Dr. Lorenzo Donati (Bologna)
Tel. 051 2090494; fax 051 2093412
[email protected]
Data
17-19/9/2007
Workshop “Latest advances on extrusion simulation in Europe” and 2nd Extrusion Benchmark
Congrès Scientifiques Services (C2S) SMT 21 (Saint
Cloud - F)
Tel. + 33 1 477190 04; fax + 33 1 47719005
[email protected]
Luogo
17-20/9/2007
SMT 21 - 21st International Conference “Surface
modification technologies”
Societé Francaise Du Vide (Paris - F)
Tel. +33 1 53019030; fax +33 1 42786320
[email protected]
Houston
(Texas - USA)
Weimar
(Germania)
Detroit
(Michigan - USA)
Glasgow
(Scotland - Inghilterra)
Vienna
(Austria)
Parigi
(Francia)
Biarritz
(Francia)
Dortmund
(Germania)
Berlino
(Germania)
16-18/9/2007
18-20/9/2007
14e Journées d’étude sur l’adhesion
DGZfP Ausbildung und Training GmbH (Berlin - D)
Tel. +49 30 67807133; fax +49 30 67807139
[email protected]
Basilea
(Svizzera)
19/9/2007
10/10/2007
13/11/2007
27/11/2007
Mobile Härteprüfung an metallischen Werkstoffen
German Society for Non-Destructive Testing (DGZfP e.V.)
(Berlin - D)
Tel. +49 30 67807120; fax +49 30 67807129
[email protected]
26-28/9/2007
26-27/9/2007
25-27/9/2007
24-28/9/2007
16-20/9/2007
16-20/9/2007
Napoli
Cagliari
Modena
Ancona
20-21/9/2007
Certification 2007 - The 5th International Conference “Certification and standardization in NDT”
KIELCE TRADE FAIRS (Kielce - PL)
tel. +48 41 3651220; fax +48 41 3651312
[email protected] .
Detroit
(Michigan - USA)
Bologna
24-26/9/2007
13th International Fair of Technologies for
Foundry “Metal”
Kielce
(Polonia)
596 Riv. Ital. Saldatura - n. 4 - Luglio / Agosto 2007
10-12/10/2007
8-10/10/2007
8-9/10/2007
7-9/10/2007
3-6/10/2007
1-4/10/2007
27-28/9/2007
26-28/9/2007
Conferenza Nazionale sulle prove non distruttive
monitoraggio diagnostica
Aluminium 2007 Conference
6th International Conference “NDE in relation to
structural integrity for nuclear and pressurised
components”
Workshop “Cold spray 2007”
TITANIUM 2007 - 23rd Annual Conference &
Exhibition
ETDCM 8th Seminar “Experimental techniques
and design in composite materials”
1st International Conference “Corrosion and material protection” e 10thConference AKI 2007
Thermografie-Kolloquium 2007
MM2007 “Maintenance Management - Terza
Conferenza Internazionale sulla gestione della manutenzione e sul Facility Management”
NonFerMet - 6th Exhibition of technology, processing and application of non-ferrous metals
HSNT, National Technical University of Athens (Zographou, Athens - GR )
Tel. /Fax +30 210 772 3759
[email protected]
AIPND (Brescia)
Tel. 030 3739173; fax 030 3739176
[email protected]
Alcan Děčín Extrusions (Staré Splavy - CZ)
Tel. +420 412 508547; fax: +420 412 510229
[email protected]
Hungarian Association for Nondestructive Testing (Budapest - HU)
Tel. +36 1 2780632; fax +36 1 2780633
[email protected]
Industrial Materials Institute
National Research Council Canada (Québec -CA)
Tel. + 1 450 6415228; fax +1 450 6415105
[email protected]
International Titanium Association (Broomfield, CO - USA)
Tel. +1 303 4042221; fax +1 303 4049111
[email protected]
Dipartimento di Ingegneria Meccanica
Università di Cagliari (Cagliari)
Tel. 070 6755727; fax 070 6755717
[email protected]
SVUOM (Prague - CZ) Conference Secretariat
Tel. +420 220 809996, fax +420 220 809981
[email protected]
Deutsche Gesellschaft für Zerstörungsfreie Prüfung
(DGZfP e.V.) (Berlin - D)
Tel. +49 30 67807120; fax +49 30 67807129
[email protected]
Comitato Organizzatore della Conferenza
c/o CNIM - Comitato Nazionale Italiano per la Manutenzione (Roma)
Tel. 06 4745340/42010534; fax 06-4745512
[email protected]
KIELCE TRADE FAIRS (Kielce - PL)
tel. +48 41 3651220; fax +48 41 3651312
[email protected] .
Notiziario
11-13/10/2007
4th ICNDT - 4th International Conference on
Non-Destructive Testing of the Hellenic Society
for NDT
Institute for Problems of Materials Science of NASU (Kiev
- UA)
Tel. +38 44 4242073; fax +38 44 4242131
[email protected]
Organizzatore
11-14/10/2007
International Conference” HighMatTech”
Robert Metzger - MunichExpo (Munich - D)
Tel. +49 89 3229910; fax +49 89 32299119
[email protected]
Titolo
15-19/10/2007
MATERIALICA - 10th International Trade Fair
for material applications, surface technology and
product engineering,
Data
16-18/10 2007
8th Welding Week
FAIRTEC (Wommelgem - B)
Tel. +32 33 540880; fax +32 33 540810
[email protected]
18-20/10/2007
27-28/9/2007
16-19/10/2007
AD EXPO (Funo Centergross - BO)
Tel. 051 6647482; fax 051 861093
[email protected]
Mostre e Convegni (segue)
Luogo
Kielce
(Polonia)
Roma
Stuttgart
(Germania)
Praga
(Rep. Ceca)
Costa Rei
(Sardegna)
Orlando
(Florida - USA)
Akron
(Ohio - USA)
Budapest
(Ungheria)
Staré Splavy Máchovo Lake
(Rep. Ceca)
Milano
Chania
(Isola di Creta - Grecia)
Kiev
(Ucraina)
Monaco
(Germania)
Antwerp
(Belgio)
Modena
ALUMOTIVE - Mostra Internazionale delle soluzioni innovative, della subfornitura, dei componenti in alluminio e materiali tecnologici per l’industria dei trasporti
Riv. Ital. Saldatura - n. 4 - Luglio / Agosto 2007 597
Notiziario
13-14/11/2007
12-16/11/2007
6-8/11/2007
5-9/11/2007
30/10-2/11/2007
30/10-1/11/2007
29/10-1/11/2007
22-26/10/2007
22-23/10/2007
Microalloyed steels, production, properties, applications
ASNT Fall Conference and Quality Testing Show
2007
Stainless Steel World Conference & Exhibition
2007
4th Workshop “NDT in Progress”, International
Conference ”NDT for safety”, “Defektoskopie
2007” and NDT Expo
16th IFHTSE - Thermal processing and surface
engineering: key activities in the global knowledge
economy
4th Aluminium Extrusion Conference “Extrusion
production, processing, maintenance and OH&S
Issues”
SAMPE - Fall Technical Conference 2007 from
art to science: Advancing materials & process engineering
GNS 4 - Giornate Nazionali di Saldatura
IV Pan American Conference for NDT Argentina
International Symposium “Advances in surface
hardening of stainless steels”
ASTM International (West Conshohocken, PA - USA)
Tel. +1 610 832 9578; fax +1 610 832 9555
[email protected]
IOM Communications (London - UK)
Tel. +44 20 74517302; fax +44 20 78391702
[email protected]
ASNT (Columbus, OHIO - USA)
Tel. +1 614 2746003; fax +1 614 2746899
[email protected]
Stainless Steel World (AJ Zutphen -NL)
Tel. +31 575 585270; fax +31 575 511099
[email protected]
Czech Society for NDT, Brno University of Technology
(Brno - CZ)
Tel. +420 541 143229; fax +420 541 143231
[email protected]
Materials Australia (Brisbane - AU)
Conference Secretariat
Tel. +61 3 93267266; fax +61 3 93267272
[email protected]
Materials Australia (Brisbane - AU)
Conference Secretariat
Tel. +61 3 93267266; fax +61 3 93267272
[email protected]
SAMPE Headquarters (Covina, CA - USA)
Tel. +1 626 3310616; fax +1 626 3328929
[email protected].
Istituto Italiano della Saldatura (Genova)
Tel. 010 8341331; fax 010 8367780
[email protected]
AAENDE (Buenos Aires - AR)
Tel. +54 11 67727429; fax +54 11 67727426
[email protected]
ASM Customer Service Materials Park (Ohio- USA)
Tel.+ 440 338 51510; fax +440 338 4634
[email protected]
Organizzatore
14-16/11 2007
36th ASTM National Symposium “Fatigue and
fracture mechanics”
CEU - Centro Esposizioni UCIMU
Tel. 02 262551; fax 02 26255214
[email protected]
Titolo
14-17/11/2007
BI-MEC - Biennale per la meccatronica e l’automazione
Piacenza Expo (Piacenza)
Tel. 0523 602711; fax 0523 602702
[email protected]
Data
15-17/11/2007
6^ Edizione EXPOLASER - Applicazioni industriali della tecnologia italiana
CETIM (Senlis - F)
Tel. +33 3 44 673682
[email protected]
25-26/10/2007
21-22/11/2007
Fatigue Design 2007 - International Conference
“The respective input of the numerical simulation
and the experimental approach in fatigue design”
Mostre e Convegni (segue)
Luogo
Cleveland
(Ohio - USA)
Buenos Aires
(Argentina)
Genova
Cincinnati
(Ohio- USA)
Brisbane
(Australia)
Brisbane
(Australia)
Praga
(Rep. Ceca)
Maastricht
(Olanda)
Las Vegas
(USA)
Londra
(Inghilterra)
Tampa
(Florida - USA)
Milano
Piacenza
Senlis
(Francia)
598 Riv. Ital. Saldatura - n. 4 - Luglio / Agosto 2007
Ricerche
Bibliografiche
Dati IIS-Data
Defect characterisation using magnetic flux leakage inspection of tailor-welded blanks di MONTGOMERY A. et al.
«Insight», Maggio 2004, pp. 260-264.
Campo elettromagnetico; CO 2 ; controllo con correnti indotte;
controllo magnetoscopico; controllo non distruttivo; difetti;
giunti saldati; industria automobilistica; saldatura laser; tailored blanks.
“Tailored blank” per componenti
auto (2000-2007)
Weld metal ductility in aluminum tailor welded blanks di
DAVIES R.W. et al. «Revue de Metallurgie CIT», Novembre
2000, pp. 2755-2763.
Carrozzeria di autoveicoli; duttilità; industria automobilistica;
lamierini; leghe Al-Mg; leghe d’alluminio; microstruttura; porosità; proprietà meccaniche; saldatura TIG; simulazione; tailored blanks; zona fusa.
Laser weldability of high-strength steel sheets in fabrication
of tailor welded blanks di ONO M. et al. «Welding International», Ottobre 2004, pp. 777-784.
Acciai ad alta resistenza; acciai basso-legati; giunti testa a
testa; industria automobilistica; lamierini; lavorazione dei
metalli; proprietà meccaniche; resistenza a fatica; saldabilità;
saldatura laser; tailored blanks.
A creative design of robotic visual tracking system in tailed
welded blanks based on TRIZ di LEI Z. et al. «China
Welding», 4/2006, pp. 23-25.
Inseguimento del giunto; ottica; progettazione, concezione;
robot; saldatura; sensori; tailored blanks.
Joining aluminium alloys dissimilar in thickness by friction
stir welding and fusion processes (IIW-1681-05, ex-doc. III1303-04/IX-2132-04) di VILAÇA P. et al. «Welding in the
World», Marzo-Aprile 2005, pp. 56-62.
Confronti; giunti testa a testa; leghe d’alluminio; metalli
leggeri; proprietà meccaniche; saldatura ad arco; saldatura ad
attrito; saldatura ad attrito con utensile in movimento; saldatura
con filo fusibile in gas protettivo; saldatura in gas protettivo;
saldatura TIG; tailored blanks.
Avaliação da utilização de diferentes gases de assistêcia na
produção de Tailor Blanks com um laser de CO 2 de 6kW di
DOS SANTOS FILHO O.R. et al. «Soldagem & Inspecao»,
Marzo 2003, pp. 133-139.
CO 2; fattori di influenza; gas di protezione; industria automobilistica; lamierini; miscela; saldatura laser; tailored blanks;
Forming-limit diagrams of aluminum tailor-welded blank
weld material di DAVIES R.W. et al. «Metallurgical and Materials Transactions», Febbraio 2001, pp. 275-283.
Automobili; calcolo; carrozzeria di autoveicoli; diagrammi; industria automobilistica; lamierini; lavorazione dei metalli;
leghe d’alluminio; saldatura TIG; tailored blanks.
Thin-sheet welded tailored blanks in automotive industry
(review) di BERNADSKII V.N. «Welding International», Novembre 2001, pp. 898-906.
Acciai basso-legati; acciai dolci a basso carbonio; acciai
zincati;alto; automobili; carrozzeria di autoveicoli; freddo; industria automobilistica; lamierini; laminazione; resistenza meccanica; sottile; tailored blanks;
Determination of laser weld properties for finite element
analysis of laser welded tailored blanks di DRY D. et al.
«Science and Technology of W and J», Gennaio-Febbraio 2002,
pp. 11-18.
Acciai basso-legati; alto; analisi con elementi finiti; automobili;
industria automobilistica; lamierini; proprietà meccaniche; resistenza meccanica;saldatura laser; simulazione; tailored blanks.
Weldability criteria for mash seam tailored blank welds in
ultralow carbon steel applied to automotive bodies di HAN
C.-W. et al. «Science and Technology of W and J», NovembreDicembre 2002, pp. 403-407.
Acciai a bassissimo carbonio; carrozzeria di autoveicoli; industria automobilistica; parametri di processo; saldabilità; saldatura per schiacciamento; tailored blanks.
Riv. Ital. Saldatura - n. 4 - Luglio / Agosto 2007 599
Ricerche Bibliografiche
Performance of tailor welded blanks using automotive highstrength steel sheets for practical use. Study of tailor welded
blanks using automotive high-strength steel sheets (2nd
report) di UCHIHARA M. e FUKUI K. «Welding International», Agosto 2006, pp. 622-632.
Acciai ad alta resistenza; composizione chimica; condizioni di
processo; deformazione; durezza; industria automobilistica; lamierini; laser CO2; laser YAG; microstruttura; proprietà meccaniche; prove di durezza; prove di fatica; prove meccaniche;
saldatura al plasma; saldatura laser; saldatura per schiacciamento; tailored blanks; zona di saldatura.
Laser welding and formability study of tailor-welded blanks
of different thickness combinations and welding orientations
di CHENG C.H. et al. «The Paton Welding Journal», Giugno
2006, pp. 25-28.
Acciai inossidabili; acciai inossidabili austenitici; fattori di influenza; industria automobilistica; lavorazione dei metalli; saldatura laser; spessore; tailored blanks.
2010
2009
2008
India
Ukraina
Singapore
Austria
2008
2008
2008
Nigeria
China
Brazil
India
Formability of tailor welded blanks fabricated by different
welding processes. Study of tailor welded blanks using automotive high-strength steel sheets (1st report) di UCHIHARA
M. e FUKUI K. «Welding International», Agosto 2006,
pp. 612-621.
Acciai ad alta resistenza; composizione chimica; condizioni di
processo; deformazione; durezza; industria automobilistica; lamierini; microstruttura; proprietà meccaniche; prove di durezza;
prove meccaniche; saldatura al plasma; saldatura laser; saldatura per schiacciamento; tailored blanks; zona fusa.
Tailored blank technology of high strength steel sheet di YASUYAMA M. et al. «Welding International», Aprile 2007,
pp. 251-254.
Acciai ad alta resistenza; acciai dolci a basso carbonio; automobili; carrozzeria di autoveicoli; confronti; durezza; giunti a sovrapposizione; industria automobilistica; lamierini; parametri di
processo; proprietà meccaniche; saldabilità; saldatura al plasma;
saldatura laser; saldatura per schiacciamento; tailored blanks.
Friction stir welding - FSW applied to tailored blanks di
BONOMEA E.C. et al. «Welding International», Aprile 2007,
pp. 279-283.
Automobili; carrozzeria di autoveicoli; condizioni di processo;
industria automobilistica; leghe d’alluminio; metallografia; microstruttura; proprietà meccaniche; saldatura ad attrito; saldatura ad attrito con utensile in movimento; tailored blanks.
President:
Mr. C. SMALLBONE (Australia)
Past - President:
Mr. B. PEKKARI (Sweden)
President Elect:
Prof. U. DILTHEY (Germany)
Vice- Presidents:
Prof. Q. CHEN (P.R. China)
Prof. S. KRALJ (Japan)
Prof. L. QUINTINO (Portugal)
Treasurer:
Prof. D. VON HOFE (Germany)
Dr.
C. WIESNER (United Kingdom)
Mr. R.W. SHOOK (United States)
Prof. P. SHANG (P. R. China)
Prof. T. MIYATA (Japan)
Mr. P. BOURGES (France)
Prof. O. AMBROZ (Czech Republic)
Directors:
Mr. C. ANG (Singapore)
International Institute of Welding
On-line quality inspection in laser black welding using ART2
neural network di YUANYUAN Z. et al. «China Welding»,
4/2006, pp. 51-54.
Controllo non distruttivo; controllo visivo; industria automobilistica; intelligenza artificiale; laser CO 2 ; neural networks; saldatura laser; tailored blanks.
2011
United States
Future IIW
Annual Assemblies
2012
2009
Iran
Future IIW
International Congresses
2009
Per ulteriori informazioni: www.iiw-iis.org
600 Riv. Ital. Saldatura - n. 4 - Luglio / Agosto 2007
Titolo
Acciaio
Advanced Materials Processes
Alluminio e Leghe
Alluminio Magazine
Ambiente e Sicurezza sul Lavoro
Analysis Europa
Anticorrosione
ASTM Standardization News
ATA Ingegneria Automobilistica
Australasian Welding Journal
Australian Welding Research
Automatic Welding
Automazione Energia Informazione
Avtomaticheskaya Svarka
Befa - Mitteilungen
BID-ISIM
Biuletyn ISG
Boletin Tecnico Conarco
Bollettino Tecnico Finsider
Bollettino Tecnico RTM
Brazing and Soldering
Bridge Design & Engineering
British Corrosion Journal
China Welding
Chromium Review
Constructia De Masini
Costruzioni Metalliche
Czechoslovak Heavy Industry
De Qualitate
Deformazione
Der Praktiker
Elettronica Oggi
Elin Zeitschrift
Energia Ambiente Innovazione
Energia e Calore
Energia e Materie Prime
EPE International
Esa Bulletin
Eurotest Technical Bulletin
Fogli d’Informazione Ispesl
Fonderia
FWP Journal
GEP
Giornale del Genio Civile
Heron
Hightech
Hitsaustekniikka
Hybrid Circuits
Iabse Periodica
Il Filo Metallico
Il Giornale delle Prove non Distruttive
Il Giornale delle Scienze Applicate
Il Perito Industriale
Il Saldatore Castolin
Ilva Quaderni
Industrial Laser Rewiew
Ingegneria Ambientale
Ingegneria Ferroviaria
Inossidabile
Insight
International Construction
Interplastics
IPE International
ISO Bulletin
J. of Offshore and Polar Engineering
Joining & Materials
Joining of Materials
Joining Sciences
Journal of Bridge Engineering
Journal of the Japan Welding Society
Kunststoffe
L’Acciaio Inossidabile
Titolo
Schweissen & Pruftechnik
Schweissen und Schneiden
Schweisstechnik
Schweisstechnik
Science and Technology of W and J
Seleplast
Sicurezza e Prevenzione
Skoda Review
Soldadura e Construcao Metalica
Soldadura y Tecnologias de Union
Soldagem & Inspecao
Soldagem & Materiais
Soldering & Surface Mount Technology
Soudage et Techniques Connexes
Souder
Stahlbau
Stainless Steel Europe
Stainless Steel World
Stainless Today
Steel Research
Structural Engineering International
Sudura
Surface Engineering
Svarochnoe Proizvodstvo
Sveiseteknikk
Svetsaren
Svetsen
Technica/Soudure
Technical Diagnostics and NDT Testing
Technical Review
Technische Uberwachung
Tecnologia Qualidade
Tecnologie e Trasporti per il Mare
Tecnologie per il Mare
Teknos
The Brithis Journal of NDT
The European Journal of NDT
The International Journal of PVP
The Journal of S. and E. Corrosion
The Paton Welding Journal
The TWI Journal
The Welding Innovation Quarterly
Tin and Its Uses
Transactions of JWRI
Transactions of JWS
Transactions of NRIM
Ultrasonics
Unificazione e Certificazione
Università Ricerca
Unsider Notizie di Normazione
Varilna Tehnika
Westnik Maschinostroeniya
Welding & Joining
Welding & Joining Europe
Welding and Metal Fabrication
Welding Design and Fabrication
Welding in the World
Welding International
Welding Journal
Welding Production
Welding Review International
WRC Bulletin
WRI Journal
Zavarivac
Zavarivanje
Zavarivanje I
Zincatura a caldo
Zis Mitteilungen
Zis Report
Zvaracske Spravy
Zváranie
Titolo
Abbreviaz.
L’Allestimento
Allestimento
L’Elettrotecnica
Elettr.
L’Industria Meccanica
Ind. Mecc.
L’Installatore Tecnico
Installatore
La Meccanica Italiana
Mecc. Ital.
La Metallurgia Italiana
Met. Ital.
La Termotecnica
Termotecnica
Lamiera
Lamiera
Laser
Laser
Lastechniek
Lastech.
Lavoro Sicuro
Lav. Sic.
Lo Stagno ed i suoi Impieghi
Stagno
Macchine & Giornale dell’Officina
Officina
Macplas
Macplas
Manutenzione: Tecnica e Management
Manutenzione
Materialprüfung
Materialprüf.
Material and Corrosion
Mat. Cor.
Materials Evaluation
Mat. Eval.
Materials Performance
MP
Meccanica & Automazione
Mec. & Aut.
Meccanica & Macchine di Qualità
Mecc. & Macchine
Meccanica Moderna
Mecc. Moderna
Meccanica Oggi
Meccanica
Mechanical Engineering
Mech. Eng.
Metal Construction
Met. Con.
Metalli
Metalli
Metallurgical and Materials Transactions
Met. Trans.
Metallurgical B
Metallurgical B
Metallurgical Reports CRM
Met. Rep.
Metallurgical Transactions
Metallurgical T
Metalurgia & Materiais
Met. Materiais
Metalurgia International
Metalurgia
Modern Plastics International
Plastics Int.
Modern Steel Construction
Steel Constr.
NDT & E International
NDT & E Int.
NDT & E International UK
NDT & E Int.
NDT International
NDT Int.
Notagil S.I.
Notagil
Notiziario dell’ENEA Energia e Innovazione
ENEA E.I.
Notiziario dell’ENEA Sic. e Prot.
ENEA-DISP.
Notiziario Tecnico AMMA
AMMA
NRIM Research Activities
NRIM Research
NT Tecnica e Tecnologia AMMA
NT AMMA
Oerlikon Schweissmitteilungen
Oerlikon
PCB Magazine
PCB
Perito Industriale
Perito Ind.
Petrolieri d’Italia
Petrolieri I.
Pianeta Inossidabili
Inox
Plastic Pipes Fittings
Plastics
Prevenzione Oggi
Prevenzione
Produttronica
Produttronica
Protective Coatings Europe
PCE
Przeglad Spawalnictwa
Pr. Spawal.
Quaderni Pignone
Pignone
Qualificazione Industriale
Qualificazione
Qualità
Qualità
Rame e Leghe
CU
Rame Notizie
Rame
Research in Nondestructive Evaluation
Research NDE
Revista de Los Trat. Ter. y de Superficie
Tratersup
Revista de Metalurgia
Rev. Met.
Revista de Soldadura
Rev. Soldadura
Revue de la Soudure
Rev. Soud.
Revue de Metallurgie CIT
Revue Met. CIT
Revue de Metallurgie MES
Revue Met. MES
Ricerca e Innovazione
Ric. Inn.
Riv. Infortuni e Malattie Professionali
Riv. Inf.
Rivista di Meccanica
Riv. Mecc.
Rivista di Meccanica Oggi
Riv. Mecc. Oggi
Rivista di Meccanica International
Riv. Mecc. Inter.
Rivista Finsider
Riv. Finsider
Rivista Italiana della Saldatura
Riv. Sald.
Riviste italiane e straniere analizzate per la Banca Dati IIS-Data
Fonti dei riferimenti bibliografici
Abbreviaz.
Acciaio
Mat. Processes
AL
Alluminio
Sicurezza Lav.
Analysis
Anticorrosione
ASTM Std.
ATA
Austr. Wdg. J.
Austr. Wdg. Res.
Aut. Weld.
AEI
Aut. Svarka
Befa Mitt.
BID-ISIM
Biuletyn
Conarco
Finsider
RTM
Braz. Sold.
Bridge
Br. Corr. J.
China Weld.
Chomium
Constr. Masini
Costr. Met.
Czech. Heavy
Qualitate
Deformazione
Praktiker
Elettronica
Elin
Enea E.A.I.
Energia
Energia
EPE
Esa Bulletin
Eurotest
ISPESL
Fonderia
FWP J.
GEP
Giornale G.C.
Heron
Hightech
Hitsaust.
Hybrid
IABSE
Filo Metallico
Giornale PND
Scienze Applic.
Perito Ind.
Castolin
Ilva
Ind. Laser
I.A.
Ing. Ferr.
Inossidabile
Insight
Int. Const.
Interplastics
IPE
ISO
Offshore
Joining
JOM
Join. Sciences
Jour. Bridge
Journal JWS
Kunststoffe
Acc. Inoss.
Abbreviaz.
Sch. Pruf.
Schw. Schn.
Schweisst.
Sch. Tec.
Weld. Join.
Seleplast
Sicurezza
Skoda
Soldadura
Sold. Tec.
Inspecao
Soldagem
Soldering
Soud. Tecn. Con.
Souder
Stahlhau
Stainless Eu.
Stainless World
Stainless
Steel
Engineering
Sudura
Surface
Svar. Proiz.
Sveiseteknikk
Svetsaren
Svetsen
Tech. Soud.
NDT Testing
Tech. Rev.
Techn. Uberw.
Qualidade
Tec. Tra. Mare
Tec. Mare
Teknos
Br. Nondestr.
European NDT
Journal PVP
Corrosion
Paton Weld. J.
TWI Journal
Weld. Innovation
TIN
Trans. JWRI
Trans. JWS
Trans. NRIM
Ultrasonics
Unificazione
Università
Unsider
Var. Teh.
–
Weld. Joining
Weld. J. Europe
Welding
Weld. Des.
Weld. World
Weld. Int.
Wdg. J.
Weld. Prod.
Weld. Rev.
WRC Bulletin
WRI J.
Zavarivac
Zavarivanje
Zavariv.
Zincatura
ZIS
Zis
Zvaracske
Zváranie
Riv. Ital. Saldatura - n. 4 - Luglio / Agosto 2007 601
Per ulteriori informazioni, rivolgersi a:
Istituto Italiano della Saldatura - Divisione PRN / Uff. Abbonamenti
Lungobisagno Istria, 15 - 16141 Genova GE
Tel. (+39) 010 8341.392; Fax (+39) 010 8367780
e-mail: [email protected] Web: www.iis.it
462
--463-464
-454
-570
-458
-565
449
455
467
-456-457
579
447
--451
604
448
-461
4^cop
---466
485
553
---566
-577
452
---518
--585
568
-453
--486+506
526
517
450
574
--2^ cop
465
---459
--507
3^ cop
-554
--528
527
-460+496+578
--586
593
--
3 M ITALIA
ABB FLEXIBLE AUTOMATION
ACCADUEO
AEC TECHNOLOGY
AIPND
ALUMOTIVE
ANASTA
ANCCP
ANDIT AUTOMAZIONE
ASPIRMIG
ASSOCOMAPLAST
BOHLER THYSSEN SALDATURA
CARPANETO - SATI
CEA
CEBORA
COFILI
CGM TECHNOLOGY
COM-MEDIA
COMMERSALD
DI-NO
DRAHTZUG STEIN
DVC - DELVIGO COMMERCIALE
EDIBIT
EDIMET
Edizioni PEI
ETC OERLIKON
ESAB SALDATURA
ESARC
EVEREST VIT
FIERA BIAS
FIERA BIMEC
FIERA BI.MU-MED
FIERA EXPOLASER
FIERA LAMIERA
FIERA MAQUITEC
FIERA MEC
FIERA METEF
FIERA SAMUPLAST
FIERA SEATEC
FIERA SUBFORNITURA
FIERA TECHFLUID
FIERA VENMEC
FRONIUS
G.B.C. INDUSTRIAL TOOLS
G.E.INSPECTION TECHNOLOGIES
G. FISCHER
GILARDONI
HYPERTHERM
IGUS
INE
IPM
ITALARGON
ITW
LANSEC ITALIA
LASTEK
LINCOLN ELECTRIC ITALIA
MEDIAPOINT & COMMUNICATIONS
NDT ITALIANA
OBIETTIVO ENERGIA
OGET
ORBITALUM ITALIA
OXYTURBO
PARODI SALDATURA
RIVISTA MECCANICA & AUTOMAZIONE
RIVISTA U & C
RIVOIRA
RTM
SACIT
SAF - FRO
SALTECO
SANDVIK ITALIA
SELCO
SEMAT CARPENTERIA
SEMAT ITALIA
SIAD
SOGES
SOL WELDING
TEC Eurolab
TECNEDIT
TECNOELETTRA
TELWIN
THERMIT ITALIANA
Elenco degli
Inserzionisti
Via S. Bovio, 3 - Località San Felice - 20090 SEGRATE (MI)
Via Edison, 20 - 20099 SESTO SAN GIOVANNI (MI)
Via Calzoni, 6/d - 40128 BOLOGNA
Via Leonardo Da Vinci, 17 - 26013 CAMPAGNOLA CREMASCA (CR)
Via A. Foresti, 5 - 25127 BRESCIA
Via della Mercanzia, 119 Centergross - 40050 FUNO DI ARGELATO (BO)
Via G. Tarra, 5 - 20125 MILANO
Via Rombon, 11 - 20134 MILANO
Via Privata Casiraghi, 526 - 20099 SESTO S. GIOVANNI (MI)
Via Podi, 10 - 10060 VIRLE P.TE (TO)
Centro Direzionale Milanofiori - Palazzo F/3 - 20090 ASSAGO (MI)
Via Palizzi, 90 - 20157 MILANO
Via Ferrero, 10 - 10090 RIVOLI/CASCINE VICA (TO)
Corso E. Filiberto, 27 - 23900 LECCO
Via A. Costa - 40057 CADRIANO (BO)
Via Friuli, 5 - 20046 BIASSONO (MI)
Via Adda, 21 - 20090 OPERA (MI)
Via Serio, 16 - 20139 MILANO
Via Bottego, 245 - 41010 COGNENTO (MO)
Via Provinciale Francesca Nord, 44/3 - 56020 SANTA MARIA A MONTE (PI)
67317 Altleiningen Drahtzug - Germania
Località Cerri - 19020 CEPARANA DI FOLLO (SP)
Via Cà dell’Orbo, 60 - 40055 CASTENASO (BO
Via Brescia, 117 - 25018 Montichiari (BS)
Strada Naviglio Alto, 48 - 43100 PARMA
Via Vò di Placca, 56 - 35020 DUE CARRARE (PD)
Via Mattei, 24 - 20010 MESERO (MI)
Via Cadibona, 15 - 20137 MILANO
Via Paracelso, 16 - 20041 AGRATE BRIANZA (MI)
F & M - Fiere e Mostre - Via Caldera, 21 C - 20153 MILANO
c/o UCIMU - Viale Fulvio Testi, 128 - 20092 CINISELLO BALSAMO (MI)
c/o UCIMU - Viale Fulvio Testi, 128 - 20092 CINISELLO BALSAMO (MI)
c/o Piacenza Expo - S.S. 10 Frazione Le Mose - 29100 PIACENZA
c/o UCIMU - Viale Fulvio Testi, 128 - 20092 CINISELLO BALSAMO (MI)
c/o EXPO Consulting - Via Riva Reno, 56 - 40122 BOLOGNA
c/o Cenacolo - Via Coppalati, 6 - 29100 PIACENZA
c/o EDIMET - Via Brescia, 117 - 25018 Montichiari (BS)
c/o PORDENONE FIERE -Viale Treviso, 1 - 33170 PORDENONE
c/o CARRARAFIERE- Viale Galileo Galilei, 133 - 54036 MARINA DI CARRARA (MS)
c/o SENAF - Via Eritrea, 21/a - 20157 MILANO
c/o EDIMET - Via Brescia, 117 - 25018 Montichiari (BS)
c/o PadovaFiere - Via N. Tommaseo, 59 - 35131 PADOVA
Via Monte Pasubio, 137 - 36010 ZANE’ (VI)
Via Artigiani, 17 - 25030 TORBIATO DI ADRO (BS)
Via Grosio, 10/4 - 20151 MILANO
Via Sondrio, 1 - 20063 CERNUSCO S/N (MI)
Via A. Gilardoni, 1 - 23826 MANDELLO DEL LARIO (LC)
Via Torino, 2 - 20123 MILANO
Via delle Rovedine, 4 - 23899 ROBBIATE (LC)
Via Facca, 10 - 35013 CITTADELLA (PD)
Via A. Tadino, 19/A - 20124 MILANO
Via S. Bernardino, 92 - 24126 BERGAMO
Via Privata lseo, 6/E - 20098 S. GIULIANO MILANESE (MI)
Via Bizet, 36/N - 20092 CINISELLO BALSAMO (MI)
Viale dello Sport, 22 - 21026 GAVIRATE (VA)
Via Fratelli Canepa, 8 - 16010 SERRA RICCO’ (GE)
Corso Buenos Aires, 8 - Corte Lambruschini - 16129 GENOVA
Via del Lavoro, 28 - 20049 CONCOREZZO (MI)
c/o NOEMA - Via Orefici, 4 - 40124 BOLOGNA
Via Torino, 216 - 10040 LEINI’ (TO)
Via degli Alghisi, 39/D - 25038 ROVATO (BS)
Via Serio, 4/6 - 25015 DESENZANO (BS)
Via Delle Industrie, 228/A - 17012 ALBISSOLA MARE (SV)
Via Rosellini, 12 - 20124 MILANO
c/o the C’ comunicazione - Via Orti, 14 - 20122 MILANO
Via C. Massaia, 75L - 10147 TORINO
Regione Lime, 100 - 10080 VICO CANAVESE (TO)
Via Lomellina, 16/b - 20090 BUCCINASCO (MI)
Via Torricelli, 15/A - 37135 VERONA
Via S.P. Rivoltana, 35/b - 20090 LIMITO DI PIOLTELLO (MI)
Via Varesina, 184 - 20156 MILANO
Via Palladio, 19 - 35010 ONARA DI TOMBOLO (PD)
Via Fornaci, 45/47 - 25040 ARTOGNE (BS)
Via Monte Bianco, 30/3 - 20043 ARCORE (Ml)
Via S. Bernardino, 92 - 24126 BERGAMO
Via Rivarolo, 61 - 16161 GENOVA
Via Meucci, 26 - 36030 COSTABISSARA (VI)
Viale Europa, 40 - 41011 CAMPOGALLIANO (MO)
Via Tortona, 72 - 20144 MILANO
Via Nazionale, 50a - 70 - 23885 CALCO (LC)
Via della Tecnica, 3 - 36030 VILLAVERLA (VI)
Piazzale Santorre di Santarosa, 9 - 20156 MILANO
EDITORIA PER LA MECCANICA
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ESAB Saldatura SpA – Via Mattei 24, 20010 Mesero – MI – Tel 02 979681 – www.esab.it – [email protected]
Rivista Italiana della Saldatura - N. 4 * 2007
L’utilizzo di filo in fusti Marathon Pac nelle stazioni per saldatura robotizzata ha ridotto del 90%
le soste per il cambio-bobina. Ora ESAB ha realizzato un ulteriore sviluppo, con il sistema
Marathon Pac Endless che elimina completamente le soste per il cambio filo. Uno speciale
dispositivo salda l’inizio di un fusto Marathon Pac con la fine del precedente, consentendo
saldature senza fine. Marathon Pac è disponibile in tre taglie, da 100, 250 e 475 kg, per i fili sia
pieni che animati per la saldatura di acciai comuni, bassolegati, inox e alluminio.
Istituto Italiano della Saldatura - Lungobisagno Istria, 15 - 16141 Genova (Italia) - Tariffa R.O.C.: "Poste Italiane SpA- Sped. A.P.-D.L.353/2003 (conv. in L. 27/02/2004 n.46) art.1 comma 1, DCB Genova" Tassa Pagata - Taxe Perçue ordinario - Contiene IP Bimestrale Luglio-Agosto 2007 ISSN:0035-6794
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