Istituto Italiano della Saldatura – Lungobisagno Istria, 15 – 16141 Genova (I) - Tariffa regime libero: “Poste Italiane SpA - Sped. A.P. 70%, DCB Genova” Tassa Pagata - Taxe Perçue ordinario - Contiene IP + Supplemento - Bimestrale Marzo - Aprile 2012 ISSN:0035-6794
Organo Ufficiale dell’Istituto Italiano della Saldatura - anno LXIV - N. 2 * 2012
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Articoli
153
Effetto dei parametri di saldatura GTAW sulla
microstruttura della zona termicamente alterata e
della zona fusa nell’acciaio P91 (A. Dimatteo et al.)
L’Università di Pisa, in collaborazione con altri autori, ci
porta ad analizzare la microstruttura caratteristica della
zona fusa e della zona termicamente alterata di giunti
eseguiti con processo TIG su tubi di acciaio grado P91,
uno dei materiali che più ha caratterizzato le applicazioni
operanti in regime di scorrimento viscoso a caldo (creep)
negli ultimi anni, con particolare attenzione agli effetti
dell’apporto termico ed alla formazione di precipitati.
165
Incremento della produttività della passata di radice
nella saldatura circonferenziale dei tubi per gasdotti
mediante tecnologia ibrida (M. Fersini et al.)
Dalla collaborazione tra il Centro Sviluppo Materiali (CSM)
ed Eni Gas & Power una valutazione dell’applicazione del
processo di saldatura ibrida Laser – GMAW (LB-GMAW)
nell’ambito della saldatura di gasdotti, in posizione
PG/5G, con sorgenti Nd:YAG. Scopriamo con interesse i
risultati ottenuti per l’esecuzione della passata di radice,
che soddisfano le specifiche previste dagli standard
internazionali (ISO 13847) e presentano prestazioni
incoraggianti anche sul piano della produttività.
177
Verifica a fatica di giunti di profilati a bulbo mediante
approcci locali (C. M. Rizzo e W. Fricke)
L’Università degli Studi di Genova, in collaborazione con
la Hamburg University of Technology, affrontano il caso
della verifica a fatica di un profilo tipico del settore navale,
il cosiddetto piatto a bulbo (Holland Profile), applicando
l’approccio locale proposto dall’IIW ed analizzando le
difficoltà incontrate nella modellazione di una geometria
certamente complessa.
189
Qualificazione di un sistema di controllo ultrasonoro
in accordo alle Raccomandazioni del
Codice DNV OS-F101 (F. Bragotto et al.)
Da una delle Aziende leader a livello mondiale, Saipem,
la presentazione delle modalità di qualificazione
adottate per un proprio sistema di controllo ultrasonoro
automatico (AUT) in accordo al Codice DVN OS-F101
(Submarine Pipeline Systems): un approccio utile a chi
operi nello stesso ambito, che offre al lettore anche spunti
interessanti per la comprensione di tecniche sempre più
diffuse nell’ambito della diagnostica.
197
Panorama sulla normativa europea per la qualità in
saldatura (F. Lezzi et al.)
Franco Lezzi è l’autore di una completa analisi della
normativa emessa nell’ambito del CEN TC 121
“Welding”: la sua sintesi fornisce al lettore un utilissimo
strumento tanto sul piano dell’aggiornamento tecnico
quanto sull’applicazione e l’interpretazione della
normativa stessa, sempre più spesso richiamata da
disposizioni cogenti, nell’ambito della fabbricazione
mediante saldatura.
211
In India a Chennai, l’antica Madras, dal 17 al 22
Luglio 2011, il 64° Congresso Annuale dell’Istituto
Internazionale della Saldatura (G. Costa)
Si è rinnovato anche nel 2011 il tradizionale
appuntamento con il Congresso annuale
dell’International Institute of Welding (IIW), vero e
proprio riferimento per gli esperti di tutto il mondo, che
si rinnova nel periodo estivo da oltre sessant’anni.
Nello specifico, il Congresso è stato ospitato a Chennai,
in una delle nazioni – l’India – che più si stanno
affermando nello scenario industriale mondiale.
International Institute of Welding (IIW)
Case study for welding simulation in the automotive
industry (W. Perret et al.)
W. Perret ed altri illustrano l’applicazione di un modello
di simulazione di saldatura alla realizzazione di un
insieme nel settore automobilistico, con la sua successiva
validazione per confronto con i dati di temperatura
e deformazione sperimentali rilevati, con risultati
incoraggianti, pur considerando la molteplicità delle
variabili interessate.
235
IIS Didattica
La saldatura ad ultrasuoni (IIS-FOR)
La Divisione Formazione dell’Istituto ci porta questa
volta a scoprire un processo di saldatura probabilmente
meno noto di altri agli addetti ai lavori, il processo ad
ultrasuoni: benché le sue prestazioni non ne facciano,
ovviamente, un’alternativa ad alcune delle tecnologie più
diffuse, sarà possibile apprezzarne le qualità in alcuni
campi d’applicazione, in cui si rivela di fatto insostituibile.
247
2 2012
ANNO LXIV Marzo - Aprile 2012
Periodico Bimestrale
DIRETTORE RESPONSABILE: Ing. Mauro Scasso
REDATTORE CAPO: Ing. Michele Murgia
REDAZIONE:
Isabella Gallo
PUBBLICITÀ:
Maura Rodella
Franco Ricciardi
Organo Ufficiale
dell’Istituto Italiano della Saldatura
Abbonamento annuale 2012
Italia: ……………..……€ 100.00
Estero: ………….……...€ 170.00
Un numero separato:... € 26.00
La Rivista viene inviata gratuitamente ai Soci
dell’Istituto Italiano della Saldatura.
Rubriche
Editoriale
Élites
151
Scienza e Tecnica
Impiego di acciai termomeccanici per la fabbricazione di
strutture saldate (Estratto della Circolare CTA 2-2004)
257
Direzione-Redazione-Pubblicità:
Lungobisagno lstria, 15
16141 Genova
Telefono: 010 8341475
Telefax: 010 8367780
E-mail: [email protected]
web: www.iis.it
Rivista associata
IIS News & Events
Le norme UNI EN 15085:2008
“Saldatura dei veicoli ferroviari e dei relativi componenti”.
Costruttori ed utilizzatori a confronto: traguardi acquisiti
e criticità del sistema. L’esperienza italiana ed europea.
Firenze, 28 Febbraio 2012 (M. Murgia)
265
In memoria
Carlo Corsini
271
L’esperto risponde
273
Abbiamo provato per voi
Visore SE 28F di SMART NdT
275
Normativa Tecnica
Commissione Saldature dell’UNI (S. Giorgi)
281
Salute, Sicurezza e Ambiente
Aggiornamento periodico della formazione per gli addetti
antincendio / D. Lgs. 231/01... in “flash over” (T. Limardo)
283
Dalle Aziende
287
Registrazione al ROC n° 5042 - Tariffa regime libero: “Poste Italiane SpA - Spedizione in Abbonamento Postale 70%, DCB Genova”
Fine Stampa Aprile 2012
Aut. Trib. Genova 341 – 20.04.1955
Stampa: ALGRAPHY S.r.l. - Genova - www.algraphy.it
Notiziario
Letteratura Tecnica / Codici e Norme / Corsi /
Mostre e Convegni
291
Ricerche Bibliografiche da IIS-Data
La saldatura ad ultrasuoni
300
Elenco degli Inserzionisti
304
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 del
D. Lgs. 196/2003, i dati personali dei destinatari della Rivista
saranno oggetto di trattamento nel rispetto della riservatezza,
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Istituto Italiano della Saldatura – Lungobisagno Istria, 15 – 16141 Genova (I) - Tariffa regime libero: “Poste Italiane SpA - Sped. A.P. 70%, DCB Genova” Tassa Pagata - Taxe Perçue ordinario - Contiene IP + Supplemento - Bimestrale Maggio - Giugno 2012 ISSN:0035-6794
Nel prossimo numero parleremo di...
Articoli
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Organo Ufficiale dell’Istituto Italiano della Saldatura - anno LXIV - N. 3 * 2012
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>@ /H]]L ) H 0XUJLD 0 ©5LVFKL FRQQHVVL DOOD VDOGDWXUD H SURFHGXUH GL SURWH]LRQHª 5LYLVWD ,WDOLDQD GHOOD 6DOGDWXUD Q SS Editoriale
Élites
W
ilfredo Pareto (1848-1923),
ingegnere, economista e sociologo,
appartiene a quella categoria di personaggi che hanno ottenuto un appezzamento maggiore oltre i patri confini che non entro gli stessi. Nella sua
qualità di sociologo, ultimo tratto di un
brillante percorso professionale a tutto
campo, ha lasciato un poderoso “Trattato di sociologia generale”, che resta a
riferimento nella disciplina medesima.
Una delle parti, in cui è suddiviso il
“Trattato di sociologia generale”, riguarda la teoria delle “élites”, intese
come gli elementi costituenti la “casta
dirigenziale” della comunità, ovvero
di coloro che “hanno meritato buoni voti nell’esame della vita o hanno
estratto numeri fortunati alla lotteria
dei rapporti sociali” (il considerare la
fortuna un parametro non insignificante ai fini dell’appartenenza alle “élites”
è indice di un realismo intelligente non
così frequente nel mondo dei teorici).
Le “élites” giustificano la loro posizione coniugando i propri interessi
con quelli della comunità ed utilizzano, nella loro azione dirigente, “autorità” e “convincimento”, in particolare
(ma non solo) per quanto concerne il
“governo politico”.
Questa, in estremissima sintesi, la posizione di partenza di Wilfredo Pareto.
Che può essere condivisa da molti (se
non proprio da tutti), nei termini in cui
è stata espressa.
Qualche motivo di dissenso, si potrebbe invece porre qualora i termini
suddetti fossero alterati e, ad esempio,
gli esami di ammissione alle “élites”
fossero taroccati, le estrazioni fossero
pilotate e la coniugazione dei propri
interessi con quelli della comunità fosse soltanto dichiarata ma non attuata.
In tal caso le ragioni delle “élites” non
sarebbero più in essere, realizzandosi
nel contempo le condizioni per il consolidarsi di nuove “élites”, destinate a
sostituire le precedenti.
La qualità delle “élites”, in un contesto
di applicazione corretta dei termini,
dipende ovviamente dalla qualità della
popolazione dalla quale emergono; essendo migliori o peggiori in funzione
diretta della qualità della popolazione
medesima.
Il che sembrerebbe significare che
ognuno ha le “élites” che si merita!
Come la maggioranza dei sociologi,
che avendo a che fare con la natura
umana sono tentati da un pessimismo
razionale, anche Wilfredo Pareto non
è ottimista. E, pertanto, guarda alla
Storia come ad un susseguirsi di “élites” sempre diverse, che prendono il
sopravvento sulle precedenti, si degradano e sono sostituite dalle “élites”
successive, destinate a loro volta al degrado ed alla sostituzione.
Resta una piccola speranza.
Wilfredo Pareto non nega un lento miglioramento di “trend”, che se interessa l’umanità nel suo insieme, non coinvolge, purtroppo, il singolo individuo.
A fronte di questa “vision” non proprio
confortante, ma volendo comunque
adottare l’“ottimismo della volontà” (a
contrasto del “pessimismo della ragione”), si potrebbe concludere dicendo
che tutti i teorici, come l’uso di mondo
ha ormai insegnato senza dubbio alcuno, vanno presi a “pillole”.
Wilfredo Pareto compreso.
E, tuttavia, alcune di queste “pillole”
potrebbero essere di una qualche utilità pratica nelle scelte quotidiane di chi
fa parte, invece, del “popolo minuto”.
Ad esempio, il concetto della sostituzione, in tempi non storici, delle “élites” politiche (ed affini) nostrane potrebbe essere meritevole di una qualche considerazione; nel sospetto che,
pur nella modesta e questionabile qualità d’insieme espressa dal bel Paese, i
termini di selezione e comportamento delle “élites” medesime non siano
sempre rispettati.
Nell’ipotesi, ovviamente, che si ritenga ancora realistico perseguire un futuro nazionale, anche economico, non
marginale.
Dott. Ing. Mauro Scasso
Segretario Generale IIS
Rivista Italiana della Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2012 151
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Effetto dei parametri di saldatura GTAW
sulla microstruttura della
zona termicamente alterata e
della zona fusa nell’acciaio P91 (°)
A. Dimatteo *
G. F. Lovicu *
R. Ishak *
R. Valentini *
M. DeSanctis *
D. Torresi **
A. Balletti **
Sommario / Summary
L’acciaio P91 trova sempre maggiore utilizzo nelle applicazioni a temperature al di sopra di 500 °C, come ad esempio nei generatori di vapore o nei reattori nucleari autofertilizzanti grazie alla sua alta resistenza al creep.
La saldatura è un importante mezzo di giunzione in questo
tipo di applicazioni e perciò le caratteristiche di saldatura
dell’acciaio P91 costituiscono un punto chiave per il suo
utilizzo. Questo articolo si concentra, in particolare, sulla
saldatura di tubi realizzata tramite procedimento ad elettrodo di tungsteno sotto gas inerte (GTAW), esaminando
sia la metodologia manuale che quella automatica orbitale.
L’analisi ha riguardato i cambiamenti microstrutturali che
avvengono nella zona fusa ed in quella termicamente alterata. La microstruttura lungo il giunto saldato è stata investigata tramite tecniche di microscopia ottica ed elettronica
(TEM e SEM). Particolare attenzione è stata prestata alla
distribuzione dei precipitati. Il presente lavoro ha dimostrato che la saldatura GTAW orbitale, grazie al minore
apporto termico, induce trasformazioni microstrutturali di
minore entità lungo il giunto.
Modified 9Cr-1Mo steel finds increasing application in
(°) Memoria presentata alle Giornate Nazionali di Saldatura 6
Workshop: “Metallurgia e Saldabilità”, Genova 26-27 Maggio 2011.
* Università di Pisa - Pisa
** Comal S.r.l. - Montalto di Castro (VT)
steam generators, fast breeder reactors, and other applications involving temperature higher than 500 °C due to high
creep strength. Welding is an important process for joining
in this kind of applications and so the weldability of P91 is
an important factor for its choice.
In the present paper, GTAW process, both orbital and
manual, has been used to joint P91 steel pipes. The analysis has regarded the microstructural changes happening
in the weld metal and in the heat affected zone that have
been examined by optical, SEM and TEM microscopies.
Particular attention has been paid to carbide distribution.
The present work has demonstrated that the orbital GTAW
process, decreasing heat input, decrease the microstructural changes happening.
IIW Thesaurus Keywords:
Creep resisting materials; elevated temperature strength;
GTA welding; heat affected zone; high alloy Cr Mo steels;
high temperature; influencing factors; mechanical properties; metallography; microstructure; orbital welding; process parameters; weld metal; weldability.
Rivista Italiana della Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2012 153
A. Dimatteo et al. - Effetto dei parametri di saldatura GTAW sulla microstruttura della ZTA e della ZF nell’acciaio P91
Introduzione
L’acciaio P91, che contiene il 9% di
cromo e l’1% di molibdeno, è ampiamente impiegato alle alte temperature
nelle centrali termoelettriche e nucleari, grazie al suo ottimo comportamento
a creep e alla sua combinazione di alta
resistenza e adeguata duttilità ed alla
buona resistenza all’ossidazione.
Fra le sue caratteristiche figurano la
bassa espansione termica, l’alta resistenza allo “stress corrosion cracking”
indotto dai cloruri e la facilità di controllo della sua microstruttura, grazie
alle quali il P91 è molto usato come
materiale per la realizzazione di tubi
nei generatori di vapore [1, 2].
Per questo tipo di utilizzo è importante
ricordare però che il P91 è saldabile
solo se sono adottati alcuni accorgimenti, quali il riscaldamento pre e post
saldatura. La rottura dei giunti saldati
in questo acciaio, infatti, si manifesta
di solito nella regione di saldatura.
La causa di rottura dei giunti può
essere dovuta a varie cause fra le
quali la formazione di ferrite delta, la
segregazione di impurezze, l’ingrossamento del grano austenitico in prossimità della zona fusa, la formazione di
regioni intercritiche, [3].
Le proprietà meccaniche dell’acciaio
P91 sono standardizzate dalla norma
ASTM A335: carico di rottura superiore a 585 MPa, carico di snervamento a 415MPa e allungamento minimo
del 20%.
Esso viene prodotto tramite trattamenti di normalizzazione e rinvenimento.
Il primo è effettuato a temperature
comprese tra 1040-1080 °C, il secondo tra 750 e 780 °C.
Lo scopo della normalizzazione è
quello di ottenere, alla temperatura di
austenitizzazione, un’austenite omogenea in cui i carburi siano disciolti senza che ci sia un significativo
ingrossamento del grano.
Durante il successivo raffreddamento
in aria si forma poi una microstruttura martensitica ad aghi con un’alta
densità di dislocazioni che conferisce
all’acciaio un’alta resistenza.
Il rinvenimento, in seguito, permette ai
carburi di precipitare omogeneamente
nella martensite migliorandone così
il comportamento a creep. I carburi
precipitati, principalmente sui bordi
di grano e di sub-grano, sono del tipo
MX (dove M è il Nb o il V, X il C e N)
o del tipo M23C6 (ad alto tenore di Cr
e Mo), [4, 5]. I più comuni metodi di
saldatura usati per l’acciaio P91 sono
quelli per fusione ad arco elettrico con
elettrodo di tungsteno in atmosfera
inerte (GTAW o TIG), a filo continuo
(MAG), ad arco sommerso (SAW), a
filo animato (FCA). La scelta del particolare processo di saldatura dipende dalla dimensione e dallo spessore
dell’acciaio da saldare, dal luogo di
fabbricazione o di riparazione, dalla
disponibilità di attrezzature, dall’abilità del saldatore e dalle caratteristiche
meccaniche desiderate, [6].
Per diminuire al minimo gli effetti
negativi causati dal ciclo termico indotto in saldatura, vengono applicati, come
già detto, dei pre e post-trattamenti. La
temperatura di preriscaldo consigliata
è compresa tra 200 e 350 °C. Dopo la
saldatura è necessario raffreddare ad
una temperatura inferiore ai 100 °C,
per assicurare che la trasformazione
martensitica sia completa. Un trattamento post-saldatura viene poi eseguito in modo da ridurre gli stress residui,
migliorare la tenacità e la tolleranza ai
difetti dei giunti.
La temperatura del trattamento di
post-saldatura è di solito compresa tra
750 e 760 °C. Nel caso di tubi di larga
sezione, viene usata di solito la saldatura a multi-passo che funziona anche
da trattamento termico per il giunto.
Ogni ciclo di saldatura austenitizza
e raffina la microstruttura della pre-
154 Rivista Italiana della Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2012
cedente saldatura ed inoltre rinviene
e riduce gli stress residui. Le passate
precedenti forniscono anche un certo
preriscaldo che abbassa la velocità di
raffreddamento delle successive passate. Nell’acciaio P91, la zona termicamente alterata può essere divisa in varie zone. Nella prima si ha
la completa riaustenitizzazione della
microstruttura seguita da un rapido
raffreddamento che porta ad una struttura grossolana. La riaustenizzazione
è in grado di disciogliere i carburi con
una conseguente diminuzione di resistenza al creep. Nella seconda, dove
si raggiungono temperature più basse,
vicino alla Ac3, si ha la ricristallizzazione e quindi una microstruttura finale più fine. In questo caso i precipitati
non vengono disciolti e si ingrossano.
Nella terza zona, dove si raggiungono
temperature prossime ad Ac1, la microstruttura risultante è composta da grani
ricristallizzati fini e grani ingrossati
che sono rimasti inalterati, [7].
In questo articolo verrà esaminata la
saldabilità dell’acciaio P91. Tubi in
acciaio P91 sono stati sottoposti a due
diversi tipi di saldatura GTAW, uno
manuale e l’altro automatico (GTAW
orbitale). La saldatura GTAW orbitale è dotata di un sistema automatico
di avanzamento del filo, che comportando una fatica minore rispetto alla saldatura manuale, permette
all’operatore-saldatore di effettuare in
media il 30% di saldature giornaliere
in più. Inoltre, la saldatura automatica
presenta una geometria più liscia e
regolare e non necessita né di molatura
né di pulizia e permette di raggiungere
tassi di scarto e di riparazione bassi
rispetto all’analogo manuale. L’apparecchiatura per la saldatura GTAW
orbitale comprende anche un programmatore dei parametri di saldatura, che
sono fissati per ogni passata ed un
generatore di corrente pulsata.
Parte sperimentale
Per l’esecuzione delle prove si è utilizzato un tubo non saldato di 3’’ di
diametro in acciaio P91, la cui composizione chimica è riportata nella
A. Dimatteo et al. - Effetto dei parametri di saldatura GTAW sulla microstruttura della ZTA e della ZF nell’acciaio P91
TABELLA 1 - Composizione chimica dell’acciaio P91
C
Si
Mn
P
S
Cr
Mo
Ni
Sn
Al
N
Nb
V
0.105
0.310
0.44
0.015
0.003
8.33
0.93
0.19
0.010
0.018
0.0425
0.064
0.214
Tabella 1. Le prove di saldatura sono
state eseguite su spezzoni di tubo con
processi GTAW manuale e orbitale.
Sono stati realizzati 3 giunti per ogni
tipo di saldatura. Nella Figura 1 sono
riportate le dimensioni e le geometrie del cianfrino per i due processi
utilizzati. Come si vede dalla Figura
1, per quello manuale viene usato un
cianfrino più ampio e con una distanza
tra i lembi di 2.5 mm per consentire
al saldatore di chiudere manualmente
il giunto. E’ evidente che nel caso
manuale è necessaria una maggiore
quantità di materiale d’apporto.
Il materiale d’apporto utilizzato, sotto
forma di filo, ha nome commerciale
C9MV-IG ed è prodotto dalla Boehler
Thyssen. E’ anch’esso costituito da
acciaio P91 e la sua composizione chimica è riportata nella Tabella 2.
I pezzi prima di essere saldati sono
stati riscaldati fino a 250 °C.
I parametri utilizzati per le varie passate della saldatura manuale sono
riportati nella Tabella 3.
La saldatura GTAW orbitale è stata
eseguita con l’apparecchiatura della
AMI Arc Machines Inc, con il “power
supply” tipo 227 e la testa a salda-
TABELLA II - Composizione chimica del materiale d’apporto
C
Si
Mn
Cr
Mo
Ni
Nb
V
0.1
0.3
0.5
9.0
1.0
0.7
0.06
0.2
Figura 1 - Cianfrini utilizzati per la dimensione dei giunti
re tipo 79-6625. L’apparecchiatura è
munita di un sistema di raffreddamento che consente di saldare in continuo
fino a 200 A. Questa macchina è in
grado inoltre di controllare la velocità
di rotazione, di mantenere tensione e
corrente costanti, utilizzare la modalità pulsata e gestire la quantità di
metallo d’apporto. I parametri utilizzati per effettuare le varie passate
della saldatura automatica sono riportati nella Tabella 4.
Dai valori dei parametri mostrati nelle
Tabelle 3 e 4, è bene precisare che
la saldatura manuale è effettuata con
corrente continua, quella orbitale con
corrente pulsata. Inoltre è interessante
notare l’apporto termico che per la
saldatura GTAW orbitale è di meno
della metà di quello della saldatura
TABELLA III - Parametri utilizzati per le varie passate nella saldatura GTAW manuale
Passata
Intensità di
Corrente (A)
Tensione
(V)
Polarità
Velocità di Saldatura
(mm/min)
Apporto Termico
(kJ/mm)
1
90 - 100
11 - 12
DCEN
50-60
9.9 - 14.4
2
115 - 120
12 - 13
DCEN
40-50
16.5 - 23.4
3
115 - 120
12 - 13
DCEN
40-50
16.5 - 23.4
TABELLA IV - Parametri utilizzati per le varie passate nella saldatura GTAW orbitale
Passata
Intensità di
Corrente (A)
Tensione
(V)
Polarità
Velocità di
Saldatura
(mm/min)
Apporto Termico
(kJ/mm)
1
66 - 125
9
DCEN - pulsated f = 0.3
80
4.4 - 8.4
2
80 - 130
9
DCEN - pulsated f = 0.3
80
5.4 - 8.7
3
80 - 130
9
DCEN - pulsated f = 0.3
70
6.1 - 10
4
80 - 130
9
DCEN - pulsated f = 0.3
70
6.1 - 10
Rivista Italiana della Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2012 155
A. Dimatteo et al. - Effetto dei parametri di saldatura GTAW sulla microstruttura della ZTA e della ZF nell’acciaio P91
Figura 2 - Qualità dei giunti ottenuta con i due diversi trattamenti: a sinistra GTAW manuale,
a destra GTAW orbitale
Figura 3 - Insellatura riscontrata nei campioni saldati con GTAW orbitale
manuale. I giunti sono sottoposti,
dopo saldatura, ad un trattamento
termico di distensione.
Il trattamento consiste in un riscaldamento fino a 850 °C, con una velocità
di riscaldo di 80 °C/h, mantenimento
a tale temperatura per 120 min, raffreddamento poi fino a 300 °C con
una velocità pari a 130 °C/h.
Infine, al di sotto di tale temperatura
sono stati raffreddati sotto coperta
temica. La qualità dei giunti ottenuti
con i due diversi trattamenti è riportata nella Figura 2. Come è visibile
dalla Figura 2, il giunto saldato con la
tecnica GTAW orbitale ha una finitura
migliore e le dimensioni del cordone risultano minori. Per escludere la
presenza di cricche o di altri difetti
dovuti al processo di saldatura o del
successivo trattamento di distensione i
campioni ottenuti sono stati sottoposti
a controlli magnetoscopici, con liquidi
penetranti e radiografici.
Dalle radiografie sono stati riscontrati
difetti di lieve entità sia per le saldature manuali che orbitali. Nel secondo
caso essi sono dovuti ad una leggera
insellatura, come visibile nella Figura 3.
Essa è probabilmente dovuta ad un’ec-
ni del provino di trazione sono riportate nella Figura 5.
I risultati danno un carico di rottura di
695 MPa per entrambi i tipi di giunti.
Alcuni giunti saldati sono stati preparati per l’analisi metallografica, sia
tramite microscopio ottico che tramite
microscopia elettronica a scansione
(SEM) ed a trasmissione (TEM).
Per l’osservazione al microscopio ottico ed al SEM i campioni sono stati
attaccati con reagente Vilella (1 g di
acido picrico, 5 ml di HCl, 100 ml etanolo), [4]. Nella Figura 6 è riportata la
microstruttura del metallo base, della
zona termicamente alterata (ZTA) e
della zona fusa per i giunti saldati
manualmente e con metodo GTAW
orbitale. In entrambi i casi emergono
microstrutture molto simili per tutta la
zona della saldatura. Nelle Figure 6a e
6d si può notare la microstruttura base
del metallo di martensite rinvenuta.
La microstruttura della ZTA, composta parzialmente da grani ingrossati è
visibile nelle Figure 6b e 6e; mentre
le Figure 6c e 6f mostrano le microstrutture dendritiche della zona fusa
rispettivamente per saldature effettuate
manualmente e automaticamente.
Grazie all’analisi al SEM è stato possibile determinare grossolanamente la
distribuzione di carburi nelle tre diver-
Figura 4 - Giunto con difetto di porosità interna ed eccessiva incisione ai margini del
cordone (GTAW orbitale)
cessiva portata del gas di protezione
interna che non pregiudica comunque
la resistenza del giunto.
Nella saldatura automatica essendo,
infatti, i lembi perfettamente combacianti, si può creare una eccessiva
pressione che spinge fuori il metallo
ancora liquido.
Per tutti i giunti eseguiti con entrambi
i metodi nessuna cricca o microcricca
è stata rilevata. Durante la messa a
punto del procedimento di saldatura
orbitale è emersa la necessità di prestare attenzione alla posizione del filo
di tungsteno rispetto al centro della
saldatura.
Se il tungsteno non è centrato, infatti,
si ha la deviazione dell’arco che invece
di scoccare nel punto voluto scocca sul
fianco del cianfrino. Il difetto che ne
consegue è rappresentato dalla porosità interna al giunto e da eccessiva
incisione ai margini del cordone che
lo rende inutilizzabile, come mostrato
nella Figura 4.
Le prove di trazione sono state eseguite seguendo la norma UNI EN 10002
su provini che presentano il cordone
di saldatura in mezzeria. La macchina
di trazione usata è una Galdabini con
forza massima pari a 600 kN.
La velocità di deformazione utilizzata
è stata pari a 0.01 mm/s. Le dimensio-
Figura 5 - Dimensioni del provino di trazione
156 Rivista Italiana della Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2012
A. Dimatteo et al. - Effetto dei parametri di saldatura GTAW sulla microstruttura della ZTA e della ZF nell’acciaio P91
Figura 6 - Osservazione al microscopio ottico del giunto. In alto, da sinistra, metallo base, ZTA e zona fusa quando saldato manualmente. In basso,
da sinistra, metallo base, ZTA e zona fusa quando saldato con GTAW orbitale
se zone: metallo base, ZTA e zona
fusa, come visibile nella Figura 7.
Come è evidente dalla Figura 7, i
carburi sono distribuiti in tutte e tre le
zone, per entrambi i metodi di salda-
tura, sia lungo il bordo dell’ex-grano
austenitico sia al suo interno lungo i
sub-grani.
La distribuzione e la composizione
dei precipitati è stata inoltre esaminata
con il TEM mediante la tecnica di
estrazione con replica.
Un film di carbonio è stato deposto sui
campioni precedentemente attaccati
con il Vilella.
Figura 7 - Micrografie SEM. In alto, da sinistra, metallo base, ZTA e zona fusa quando saldato manualmente. In basso, da sinistra, metallo base,
ZTA e zona fusa quando saldato con GTAW orbitale
Rivista Italiana della Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2012 157
A. Dimatteo et al. - Effetto dei parametri di saldatura GTAW sulla microstruttura della ZTA e della ZF nell’acciaio P91
sono ben visibili i carburi a forma di
ago, ad alto contenuto di cromo, che
si formano a causa dell’autorinvenimento durante il raffreddamento del
giunto, posizionati lungo l’ex-bordo
austenitico e all’interno dei sub-grani.
L’analisi chimica effettuata tramite
EDS dei precipitati presenti è riportata
nella Figura 10.
Come si evince i precipitati più piccoli
sono carbonitruri di niobio e vanadio,
quelli grossi a forma d’ago sono ad
alto tenore di cromo tipicamente del
tipo M23C6.
Sono state inoltre effettuate prove di
durezza Vickers, con un carico di 20
kg, in modo da misurare il profilo di
durezze dal metallo base alla zona
fusa. Il profilo ottenuto è riportato
nella Figura 11.
La durezza diminuisce dalla zona fusa
al metallo base, gradualmente per il
giunto saldato manualmente, in modo
più ripido per il giunto saldato con il
metodo automatico.
Discussione dei risultati
sperimentali
Figura 8 - Micrografie TEM. In alto, da sinistra, ZTA e zona fusa quando saldato manualmente. In basso, da sinistra, ZTA e zona fusa quando saldato con TIG orbitale.
La matrice metallica è stata poi dissolta per elettrolisi in una soluzione
acquosa di HCl lasciando solo una
sottilissima pellicola contenente le
particelle di precipitato.
Le repliche vengono poi estratte in un
bagno d’acqua e depositate su appositi
retini di rame.
Le micrografie ottenute sono riportate
nelle Figure 8 e 9.
Dalla Figura 8 si nota un ingrossamento maggiore dei precipitati nel giunto
saldato manualmente.
Nella Figura 9, dove le micrografie
sono a maggior ingrandimento, ciò
è ancora più evidente. In particolare
Tra i giunti saldati manualmente e
quelli eseguiti con metodo GTAW
orbitale è emersa una difformità dovuta essenzialmente al differente apporto termico e alla diversa quantità di
metallo d’apporto che viene utilizzato.
La saldatura manuale infatti, fornendo
un maggior apporto termico e facendo
raggiungere al materiale in prossimità
del cordone temperature più elevate, induce mutamenti più profondi
nella microstruttura e nelle proprietà
dell’acciaio.
Figura 9 - Micrografie TEM. a-b: ZTA e zona fusa quando saldato manualmente; c-d: ZTA e zona fusa quando saldato con TIG orbitale
158 Rivista Italiana della Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2012
A. Dimatteo et al. - Effetto dei parametri di saldatura GTAW sulla microstruttura della ZTA e della ZF nell’acciaio P91
Due sono i tipi di precipitati presenti
in questo tipo di acciai: M23C6 (carburi
di cromo e molibdeno) e MX (carbonitruri di niobio e titanio). I carburi
del tipo M23C6, bloccando la crescita
degli aghi e sub-grani della martensite, stabilizzano la microstruttura nelle
prime fasi del creep. Il loro accrescimento dopo lunga esposizione alle alte
temperature, diminuisce il loro effetto
sulla resistenza a creep.
Inoltre, precipitati di grandi dimensioni sull’ex-bordo di grano austenitico
possono risultare punti di innesco per
la formazione di cavità che inducono
rottura per creep.
I carburi del tipo MX sono più piccoli
dei precedenti ed inoltre hanno una
minore tendenza all’accrescimento.
Essi migliorano la resistenza a creep
dell’acciaio tramite due meccanismi.
Il primo è l’impedimento al moto delle
dislocazioni costituito dal precipitato
stesso, il secondo è dovuto al rallentamento del recovery che permette di
Figura 11 - Profilo di durezze lungo il cordone di saldatura per i giunti saldati manualmente e
con metodo orbitale
mantenere l’indurimento dovuto alle
dislocazioni per un periodo più lungo,
[8]. Il processo di saldatura, ovviamente, influenza la distribuzione e la
dimensione dei precipitati e in questo modo anche la resistenza a creep
dell’acciaio P91. In questo tipo di
acciai, infatti, le rotture per creep sono
Figura 10 - Micrografie TEM con analisi EDS dei precipitati. In alto, ZTA quando saldato orbitale. In basso, zona fusa quando saldato manualmente
Rivista Italiana della Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2012 159
A. Dimatteo et al. - Effetto dei parametri di saldatura GTAW sulla microstruttura della ZTA e della ZF nell’acciaio P91
state riscontrate prevalentemente nella
zona termicamente alterata e nella zona
fusa delle saldature ed esse sono dovute, principalmente, all’ingrossamento
dei carburi M23C6, [8].
Dall’analisi effettuata al TEM si evidenzia, nei giunti saldati manualmente, la presenza di precipitati del tipo
M23C6 più grossi e più addensati.
Da questi risultati ci si aspetta, quindi,
per i giunti saldati manualmente una
minore resistenza al creep dei giunti
saldati con metodo GTAW orbitale.
Poche difformità si sono evidenziate,
per i due diversi metodi, nell’andamento delle durezze all’interno del
giunto. In entrambi i casi, infatti, si
raggiunge lo stesso valore di durezza
nella zona fusa e l’estensione della
zona termicamente alterata è pressoché uguale. Anche le prove meccaniche di trazione non hanno evidenziato
differenze sostanziali, in quanto la dif-
ferente distribuzione dei carburi non
ha influenza sulle proprietà meccaniche del materiale, ma solo sulla sua
resistenza a creep.
Oltre alla più uniforme distribuzione
dei carburi ed al loro minore accrescimento, un altro aspetto nettamente
a favore della saldatura orbitale è la
drastica diminuzione dei rischi per
l’operatore.
Nel processo automatico, infatti, l’operatore, una volta settati i parametri,
può osservare ed eventualmente intervenire con degli aggiustamenti, ma
senza essere sottoposto continuamente
ai rischi del processo.
E’ da evidenziare, inoltre, anche un
notevole incremento di produttività
ottenuto con la tecnica orbitale.
Nelle prove effettuate si è avuta infatti
una riduzione dei tempi di 15 minuti
per ogni giunto a favore della saldatura
orbitale.
Conclusioni
In questo lavoro è stata esaminata la
saldabilità dell’acciaio P91. A questo
scopo, tubi in acciaio P91 sono stati
sottoposti a due diversi tipi di saldatura
GTAW, uno manuale e l’altro automatico (GTAW orbitale). L’analisi ha
riguardato i cambiamenti microstrutturali che avvengono nella zona fusa e
nella zona termicamente alterata. L’investigazione microstrutturale (condotta
tramite tecniche di microscopia SEM
e TEM) ha evidenziato la presenza di
precipitati più grossi e più addensati
nei giunti saldati manualmente indicando una minore resistenza al creep.
Alla presumibile migliore resistenza a
creep associata alla minore dimensione
dei precipitati nella zona termicamente
alterata e nella zona fusa, è da evidenziare, inoltre, per il metodo GTAW
orbitale, una maggiore produttività.
%LEOLRJUDÀD
[1]
B. Arivazhagan, R. Prabhu, S. K. Albert, K. Mararaj, S. Sundaresan: “Microstructure and Mechanical Properties of 9Cr-1Mo Steel Weld Fusion Zones as Function of Weld Metal Composition”. Journal of Materials
Engineering and Performance, 2009, vol. 18(8), pp. 999-1004.
[2]
S. Sireesha, S. K. Albert, S. Sundaresan: “Microstructure and Mechanical Properties Weld Fusion Zones in
Modified 9Cr-1Mo Steel”. Journal of Materials Engineering and Performance, 2001, vol. 10(3), pp. 320-330.
[3]
B. Arivazhagan, K. Mararaj, S. Sundaresan: “Effect of TIG Arc Surface Melting Process on Weld Metal
Toughness of Modified 9Cr-1Mo (P91) Steel “. Materials Letters, 2008, vol. 62, pp. 2817-2820.
[4]
D. R. G. Mitchell, S. Sulaiman: “Advanced TEM Specimen Preparation Methods for Replication of P91
Steel”. Materials Characterization, 2006, vol. 56, pp. 49-58.
[5]
C. G. Panait, W. Bendick, A. Fuchsmann, A. F. Gourgues-Lorenzon, J. Besson: “Study of the Microstructure
of the Grade 91 steel after more than 100,000 h of Creep Exposure at 600 °C”. International Journal of Pressure Vessels and Piping, 2007, vol. 87, pp. 326-335.
[6]
Li Yajiang, Wang Juan, Zhou Bing, Feng Tao: “XRD and TEM Analysis of Microstructure in the Welding
Zone 9Cr-1Mo-V-Nb Heat Resisting Steel”. Bull. Mater. Sci., 2002, vol. 25(3), pp. 213-217.
[7]
P. Mayr, H. Cerjak: “The Impact of Welding on the Creep Properties of Advanced 9-12% Cr Steels”.
Transactions of the Indian Institute of Metals, 2010, vol. 63(2-3), pp. 131-136.
[8]
A. Kostka, K-G. Tak, R. J. Hellmig, Y. Estrin, G. Eggeler: “On the Contribution of Carbides and Micrograin
Boundaries to the Creep Strength of Tempered Martensitic Steels”. Acta Materialia, 2007, vol. 55, pp. 539550.
160 Rivista Italiana della Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2012
A. Dimatteo et al. - Effetto dei parametri di saldatura GTAW sulla microstruttura della ZTA e della ZF nell’acciaio P91
Antonella DIMATTEO si è laureata in ingegneria chimica presso l’Università di Pisa nel 2003.
Ha conseguito il dottorato in ingegneria metallurgica presso il Politecnico di Torino nel 2008. Attualmente è assegnista di ricerca presso il
gruppo TeCIP-PERCRO della Scuola Superiore di Studi Universitari e Perfezionamento Sant’Anna.
Collabora con il Dipartimento di Ingegneria Chimica, Chimica Industriale e Scienza dei Materiali dell’Università di Pisa.
Gian Franco LOVICU si è laureato in Fisica, all’Università di Pisa nel 2001 e ha conseguito il titolo di Dottore di Ricerca in Ingegneria
Chimica e dei Materiali, presso la stessa Università nel 2005.
Attualmente svolge la sua attività di ricerca presso il Gruppo di Metallurgia del Dipartimento di Ingegneria Chimica, Chimica Industriale e
Scienza dei Materiali dell’Università di Pisa, occupandosi prevalentemente di problematiche di infragilimento da idrogeno degli acciai.
Randa Anis ISHAK NAKHLA, ha conseguito la laurea in Ingegneria Chimica presso l’Università di Alessandria (EG) nel 1990, ha conseguito
un master di secondo livello in Scienza e Tecnologia dei Materiali presso l’IGSR (Institute of Graduate Studies and Research) dell’Università
di Alessandria (EG) nell’anno 1995.
Tra il 1990 e 1997 ha lavorato come ingegnere chimico in varie industrie nel settore metalmeccanico.
Dal 1998 svolge attività di ricerca presso il dipartimento di Ingegneria Chimica, Chimica Industriale e Scienza dei Materiali dell’Università
di Pisa.
Renzo VALENTINI, Professore Associato di metallurgia presso l’Università di Pisa, si è laureato in Ingegneria Nucleare nella stessa
Università nel 1986 ed ha conseguito il Dottorato in Ingegneria metallurgica presso il Politecnico di Torino nel 1990. Ricercatore
Universitario dal 1998, è stato in precedenza consulente nell’industria meccanica e siderurgica, è stato anche responsabile metallurgico del
progetto VIRGO dell’INFN di Pisa.
E’ membro di numerosi progetti in ambito ECSC per la comunità Europea.
Autore di più di 100 articoli, incluso 4 libri ed un brevetto, è docente del corso Materiali Strutturali per il corso di Laurea triennale in
Ingegneria Meccanica e del corso di Materiali Metallici Strutturali della Laurea Magistrale in Ingegneria Meccanica dell’Università di Pisa.
Massimo DESANCTIS si è laureato in Ingegneria Chimica presso l’Università di Pisa nel 1980.
Dal 2000 è Professore associato in metallurgia nella stessa Università.
E’ responsabile scientifico di numerosi progetti di ricerca nazionali ed internazionali BRITE-EURAM, CREEPAL, CEASI, ECSC, PRIN. E’
autore di più di 90 pubblicazioni scientifiche su riviste nazionali ed internazionali nel campo della metallurgia fisica e della corrosione.
E’ titolare dei corsi di “Chimica e Scienza dei Materiali” e “Corrosione e Protezione dei Materiali Metallici” presso la Facoltà di Ingegneria
di Pisa.
Alfredo BALLETTI si è laureato in ingegneria meccanica, indirizzo costruzioni di macchine, presso l’Università degli Studi di Roma “La
Sapienza” nel 1984.
Dal 2006 è Direttore Generale della COMAL srl, COMAL SPA società operanti nel campo della progettazione, costruzione, montaggio e
manutenzione meccanica, elettrica ed elettronica in impianti industriali.
Daniele TORRESI ha conseguito la laurea specialistica in Ingegneria Meccanica nel 2010 presso l’Università di Pisa.
Dal 2010 è responsabile del reparto acquisti e ricerche di mercato presso la COMAL.
Rivista Italiana della Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2012 161
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di radice nella saldatura
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M. Fersini *
S. Sorrentino *
N. Novembre **
Sommario
La saldatura dei giunti circonferenziali di una nuova pipeline
ricopre un’incidenza non trascurabile sul costo totale chilometrico della linea principale (mainline). Una via per diminuire l’impatto delle operazioni di saldatura è l’aumento della
produttività nella fabbricazione, ottenibile anche aumentando
la produttività della passata di radice, con l’obiettivo di accorciare il tempo totale di costruzione. Il presente articolo riassume le attività svolte da Eni Gas & Power e Centro Sviluppo
Materiali con lo scopo di valutare la possibilità di utilizzare
un processo di saldatura ibrida laser + GMAW (LB-GMAW)
in posizione PG/5G, al fine d’incrementare la produttività del
processo di fabbricazione in campo, ed in particolare della
velocità di realizzazione della passata di radice circonferenziale di tubi per pipeline di grande diametro, puntando anche
a migliorare la qualità del giunto ed ad eliminare la necessità
del supporto interno al rovescio (pattino in rame). Gli obiettivi
principali dell’attività sono stati:
r NPEJàDBFEBEBUUBNFOUPBàOFEJNPTUSBUJWPEJVOJNpianto industriale di saldatura GMAW orbitale meccanizzato allo scopo di eseguire la saldatura LB-GMAW
di tubi di grande diametro in posizione orizzontale fissa;
studio della robustezza del processo; adattabilità dei correnti sistemi industriali di preparazione lembi alla geometria modificata del cianfrino.
r TWJMVQQP EFMMB QSPDFEVSB EJ TBMEBUVSB SBEJDF NFEJBOUF
processo LB-GMAW ed effettuazione delle relative prove di qualifica in accordo alla normativa ISO 13847, della passata di radice in posizione 5G su tubi di grado ISO/
API L5 55MB/X80M PSL2 con diametro esterno nominale pari a 48” (1219 mm) e spessore nominale 23 mm,
prodotti da lamiera TMCP (processo UOE);
r WBMVUB[JPOFTJTUFNBUJDBEFMMBNBTTJNBQSPEVUUJWJUÆPUUFnibile in termini di spessore di deposito saldato e velocità
di saldatura della passata di radice;
r EFUFSNJOB[JPOF EFMMF DPOEJ[JPOJ PUUJNBMJ EFM áVTTP F
della composizione del gas di copertura, delle proprietà
meccaniche e metallurgiche del giunto saldato realizzato
(°) Memoria presentata alle Giornate Nazionali di Saldatura 6
Workshop: “Fabbricazione di strutture e componenti saldati,
Genova, 26-27 Maggio 2011.
* Centro Sviluppo Materiali SpA - Roma
** Eni Gas & Power - San Donato Milanese (MI)
utilizzando la passata di radice mediante tecnologia ibrida;
EFUFSNJOB[JPOFEFMNBTTJNPEJTBMMJOFBNFOUPWFSUJDBMFTUFQ
e/o distacco (gap) tra i lembi dei tubi tollerabile dal processo
di saldatura LB-GMAW effettuato in posizione 5G;
r EFàOJ[JPOFEFMMFTQFDJàDIFQFSMPTWJMVQQPEJVOTJTUFNB
di saldatura ibrida per applicazioni in campo dedicato
alle linee interrate.
La sperimentazione è stata effettuata modificando dei sistemi di saldatura GMAW orbitale meccanizzati, disponibili
industrialmente, mediante integrazione della sorgente laser
Nd:YAG ed il complesso ottico di trasmissione, collimazione e focalizzazione del fascio laser. La produttività ottenuta per la passata di radice è caratterizzata da una velocità di
saldatura fino a 3 m/min ed uno spessore di deposito di circa
6.0 mm. Tale produttività è sensibilmente superiore a quella
attualmente caratteristica dei processi tradizionali (GMAW).
La preparazione dei lembi con la specifica geometria del cianfrino messa a punto, non richiede modifiche ai macchinari ed
alle pratiche di comune utilizzo in campo. L’allineamento del
giunto preliminare alla saldatura richiede un tempo comparabile alla pratica corrente. Il processo è in grado di fornire
giunti integri (dopo completamento mediante procedimento
GMAW) anche in presenza concomitante di step e gap fra i
lembi. Le proprietà dei giunti realizzati e la loro integrità sono
risultate conformi alle richieste (ISO 13847) dopo effettuazione dei CND e prove meccaniche. Le attività svolte indicano
pertanto il processo ibrido (laser + arco) come potenzialmente
adeguato all’ottenimento di alte produttività per la passata di
radice in campo.
r
IIW Thesaurus Keywords:
Backing techniques; circumferential welds; combined processes; efficiency; GMA welding; laser welding; microalloyed steels; microstructure; multirun welding; pipeline
steels; pipelines; root runs; thermomechanical treatment;
weldability; welding position; YAG lasers.
Rivista Italiana della Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2012 165
M. Fersini et al. - Incremento della produttività della passata di radice nella saldatura circonferenziale dei tubi per gasdotti...
1. Introduzione
I costi associati alla realizzazione di
una pipeline on-shore dipendono da
diversi fattori, in primis dai costi di
accesso e predisposizione della pista
di posa, logistica di cantiere, trasporto
di tubi e componenti, preparazione
dei materiali, allineamento, saldatura
e controllo non distruttivo (CND),
collaudo idraulico, “dewatering”,
“commissioning”, ed infine attività di
ripristino. La fabbricazione mediante
saldatura dei giunti circonferenziali
di una nuova pipeline ricopre una
incidenza non trascurabile sul costo
totale chilometrico della linea principale (main-line). Il costo associato
all’allineamento dei prodotti tubolari,
all’accoppiamento, alla saldatura, ai
CND ed al rivestimento anticorrosione effettuati in campo, tipicamente è
valutato intorno al 20% del costo totale della linea [1]. Negli anni, riduzioni
di costo si sono ottenute in vari settori
fra quelli elencati [2]. Per esempio,
laddove praticabile l’opzione del trasporto ad alta pressione (>8 MPa), l’utilizzo di tubi d’acciaio TMCP (Thermo Mechanical Controlled Processed)
ad alta resistenza di grado X70 e X80
(in futuro X100), permette di ottenere una combinazione favorevole fra
spessore e pressione d’esercizio con lo
scopo di minimizzare rispettivamente
il costo di fabbricazione (minore spessore dei prodotti tubolari) / trasporto
(maggiore portata di fluido), a parità
d’altre condizioni. Invece, la fabbricazione mediante processo di saldatura
di una linea principale on-shore non
ha conosciuto miglioramenti “rivoluzionari” dall’introduzione del processo GMAW (Gas Metal Arc Welding)
multipass meccanizzato.
Nel tempo, nella fabbricazione saldata
in campo di pipeline di grande diame-
tro per il trasporto del gas naturale, si
è consolidata un’affidabile strategia
per velocizzare la deposizione della
linea. Tipicamente la fabbricazione
procede aggiungendo tronchi di tubo
con lunghezza 12 m (o maggiore, se
disponibili) o giunti doppi (double
joint) di 24 m. Ogni nuovo tronco di
12 m viene allineato alla lunghezza
già costruita e la saldatura orbitale
di radice (root pass) viene realizzata, laddove le condizioni operative
lo permettano, mediante un sistema
meccanizzato GMAW operante dalla
superficie interna / esterna o solo
esterna. Appena la passata di radice è
completa, un nuovo tubo può essere
aggiunto. Le passate di riempimento
del giunto precedente sono tipicamente completate da un certo numero di
stazioni di saldatura (che solitamente
eseguono sempre la stessa sequenza
di passate per una qualità adeguata e
ripetibile). Quando il giunto è realizzato per l’intero spessore di parete,
viene effettuato il CND, l’eventuale
riparazione ed applicato il rivestimento anticorrosione.
Dallo scenario descritto si possono
trarre le seguenti conseguenze:
r la velocità di saldatura della passata di radice (ed il relativo tempo
di allineamento / accoppiamento) hanno influenza rilevante su
quanto celermente può avanzare
la posa della linea;
r il numero di passate di riempimento determina il tipo e la
quantità di stazioni di saldatura e quindi di operatori richiesti
per completare il giunto saldato,
tenendo il ritmo della passata di
radice;
r il tasso di riparazione (specialmente alla radice) condiziona fortemente il progresso della fabbricazione.
Il costo (e la convenienza) della
costruzione della pipeline dipendono
in modo non trascurabile dal corretto bilanciamento dei predetti fattori.
Naturalmente è importante, per il successo del progetto, anche un’intelligente organizzazione della fabbricazione, inclusa l’attività logistica e di
trasporto.
In ultimo, il tasso di deposito dei processi di saldatura ha rilevante influen-
166 Rivista Italiana della Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2012
za sui fattori predetti. Una via per
diminuire l’impatto delle operazioni
di saldatura è l’aumento della produttività nella fabbricazione della linea
principale. Questo, in principio, può
essere ottenuto in diversi modi:
r aumentando la produttività della
passata di radice, con l’obiettivo
di accorciare il tempo totale di
costruzione;
r incrementando la produttività
delle passate di riempimento; ciò
evidentemente per diminuire il
numero di stazioni di saldatura
e di operatori necessari, con l’obiettivo di risparmiare sui costi
d’impianto e del personale;
r estendendo (ove la movimentazione sia possibile) la pratica
della prefabbricazione utilizzando
giunti doppi realizzati in stabilimento con la possibilità di ruotare
il tubo (posizione 1G) ed utilizzando processi ad alta produttività
(es. saldatura ad arco sommerso).
Il presente lavoro riassume le attività
svolte da Eni Gas & Power e Centro
Sviluppo Materiali con l’obiettivo di
valutare la possibilità di utilizzare un
processo di saldatura ibrida laser +
GMAW (LB-GMAW) in posizione
PG/5G, al fine d’incrementare la produttività del processo di fabbricazione in campo, ed in particolare della
velocità di realizzazione della passata
di radice circonferenziale di tubi per
pipeline di grande diametro, puntando anche a migliorare la qualità del
giunto ed ad eliminare la necessità del
supporto interno al rovescio (pattino
in rame).
Gli obiettivi principali dell’attività
sono stati:
r modifica ed adattamento, a fine
dimostrativo, di un impianto industriale di saldatura GMAW orbitale meccanizzato allo scopo di
eseguire la saldatura LB-GMAW
di tubi di grande diametro in
posizione orizzontale fissa; studio della robustezza del processo;
adattabilità dei correnti sistemi
industriali di preparazione lembi
alla geometria modificata del
cianfrino;
r sviluppo della procedura di saldatura di radice mediante processo LB-GMAW ed effettuazione
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delle relative prove di qualifica
in accordo alla normativa ISO
13847 [3], della passata di radice
in posizione 5G su tubi di grado
ISO/API L5 55MB/X80M PSL2
[4] con diametro esterno nominale pari a 48” (1219 mm) e spessore nominale 23 mm, prodotti da
lamiera TMCP (processo UOE);
r valutazione sistematica della massima produttività ottenibile in termini di spessore di deposito saldato e velocità di saldatura della
passata di radice;
r determinazione delle condizioni
ottimali del flusso e della composizione del gas di copertura, delle
proprietà meccaniche e metallurgiche del giunto saldato realizzato
utilizzando la passata di radice
mediante tecnologia ibrida;
r determinazione del massimo
disallineamento verticale (step)
e/o distacco (gap) tra i lembi dei
tubi tollerabile dal processo di
saldatura LB-GMAW effettuato
in posizione 5G;
r definizione delle specifiche per lo
sviluppo di un sistema di saldatura ibrida per applicazioni in campo
dedicato alle linee interrate.
La saldatura ibrida LB-GMAW, realizzata con trasporto del fascio laser
mediate fibra ottica, presenta la possibilità di un abbattimento dei costi
di fabbricazione grazie alla maggiore
produttività possibile, nonostante il
più alto investimento iniziale.
La saldatura laser di prodotti spessi
oggi è abbastanza sviluppata grazie
alla disponibilità di sorgenti laser di
alta potenza affidabili [5].
2. Esperienze precedenti
La saldatura circonferenziale basata
sulla presenza di un fascio laser (da
solo od in combinazione con un arco
elettrico) di prodotti tubolari spessi, in
particolare in posizione 5G, è attualmente investigata da numerosi soggetti
allo scopo di aumentare la produttività
[es. 1, 5, 6, 7, 8, 9].
L’utilizzo di sorgenti laser con trasporto del fascio in fibra del tipo Nd:YAG,
Yb:YAG o Yb:SiO2 e processo operante dal solo lato esterno è attualmente
quello più esplorato.
Ad oggi, comunque, nessuna applicazione industriale su larga scala di
tale tecnologia nella fabbricazione in
campo di pipeline è a conoscenza
degli Autori.
Gli approcci finora seguiti possono
riassumersi come segue:
r saldatura LB in singola passata dell’intero spessore di parete
del giunto. In questo approccio,
quasi esclusivamente percorso in
modalità autogena, è necessario
il perfetto contatto dei lembi da
saldare, stimato molto ostico da
realizzare consistentemente in
campo;
r saldatura LB-GMAW in singola passata dell’intero spessore di
parete. In questo approccio, il
requisito del perfetto contatto dei
lembi da saldare può essere in
parte rilasciato;
r saldatura LB-GMAW della prima
passata per una parte rilevante
dello spessore (es. circa ½, fino
a 2∕3) e completamento mediante
poche (o addirittura una sola) passate GMAW;
r saldatura LB-GMAW della prima
passata per una parte dello spessore, nell’ordine dei 10 mm (in
dipendenza anche della potenza massima della sorgente laser
disponibile) e completamento
mediante saldatura GMAW multipass (in direzione discendente).
La saldatura ibrida LB-GMAW, rispetto al processo laser, presenta numerosi
potenziali vantaggi per l’applicazione
in oggetto oltre al potenziale miglioramento della produttività [3]:
r processo più robusto e regolabile, tolleranza alle imperfezioni
geometriche della preparazione/
accoppiamento;
r possibilità di variare la composizione chimica della ZF mediante
opportuna scelta del filo elettrodo
e quindi influenzarne positivamente resistenza, duttilità, durezza e tenacità.
Quale che sia l’approccio percorso, le
recenti ricerche hanno finora privilegiato la tendenza a realizzare mediante
procedimento LB-GMAW la maggior
parte dello spessore di parete. In tal
modo, la metallurgia e quindi le proprietà meccaniche del giunto saldato
sono fortemente influenzate dalla presenza della sorgente laser e dal ciclo
termico associato.
Conseguentemente, molto sforzo è
dedicato allo studio della metallurgia
del giunto saldato in questa modalità ed all’effetto dei consumabili sviluppati per la saldatura GMAW di
pipeline, in forza del diverso ciclo
termico e del maggiore spessore di
metallo saldato depositato da ogni
singola passata. La saldatura della sola
radice, invece, rende più prevedibile
il comportamento del giunto saldato
che continua ad avere larga parte della
sezione resistente con comportamento
analogo ad un giunto eseguito con
processo GMAW multipass.
Inoltre, lo studio sistematico della
applicabilità del processo LB-GMAW
a condizioni d’accoppiamento dei
lembi tipiche del campo è stato comparativamente meno sviluppato.
3. Concezione del giunto saldato
Per il tipo di giunto oggetto della
ricerca, l’attività di saldatura ha avuto
lo scopo di simulare un’attività di saldatura in campo per la fabbricazione
di pipeline (main-line) di grande diametro ed elevato spessore.
La saldatura è stata quindi realizzata
in posizione piana (5G/PG) con il tubo
fisso ed il sistema di saldatura orbitante intorno ad esso (nella fabbricazione
reale in campo sono in funzione contemporaneamente due teste saldanti
che procedono in verso discendente a
partire dalla sommità (posizione “ore
12”) verso la parte inferiore (posizione
“ore 6”), ove i cordoni depositati dalle
varie passate s’incontrano.
La sola prima passata (di radice) è realizzata mediante tecnica LB-GMAW
robotizzata, lasciando il successivo
riempimento (in una preparazione
più aperta) alle tecniche convenzionali (GMAW multipass meccanizzato
discendente).
E’ stato già evidenziato come la passata di radice sia la più critica e quella realizzata con minore produttività
nella esecuzione del giunto circonferenziale.
Gli obiettivi di produttività prefissati
per la passata di radice, per ottenere
una convenienza economica in con-
Rivista Italiana della Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2012 167
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TABELLA I - Analisi chimica dei tronchi tubo d’acciaio X80M (*% in massa, analisi di prodotto, Fe rimanente)
C
Mn
Si
Mo
Ni
Cu
Nb
0,058 ÷ 0,061
1,77 ÷1,86
0,14
0,20
0,26 ÷ 0,29
0,028
0,019
Ti
N
Al
Cr
V
CeqIIW
Pcm
0,010
0,0035 ÷ 0,0048
0,021 ÷ 0,025
0,014 ÷ 0,025
0,002
0,44 ÷ 0,45
0,19
TABELLA II - Proprietà meccaniche (circonferenziali) dei tronchi tubo d’acciaio X80M
(*provetta trasversale)
Grado
Tipo
Rt0.5%
[MPa]
Rm
[MPa]
A%
KVL*
[J]
X80M
misurate
599 ÷ 633
700 ÷ 732
36.0 ÷ 41.0
224 ÷ 274 a 0 °C
(media di tre)
X80M
ISO 3183
555 ÷ 705
625 ÷ 825
n.c.
>40 a 0 °C
fronto alle tecniche tradizionali sono
stati:
r velocità di saldatura molto superiore ai sistemi GMAW orbitali
con pattino di supporto interno in
rame (> 1,2 m/min);
r spessore saldato di radice superiore in confronto ad una passata
eseguita tramite saldatura GMAW
(> 2,5 ÷ 3 mm).
Queste prestazioni devono essere raggiunte mantenendo proprietà meccaniche conformi consistenti ed integrità del giunto saldato. Per il tipo di
servizio richiesto sono stati fissati i
seguenti target iniziali per le proprietà
del giunto saldato (servizio con gas
naturale secco - no H2S):
r temperatura minima di progetto:
0 °C;
r VyZF(all weld): min. 655 MPa (18%
overmatching);
r resilienza Charpy-V: min. 40 J
(media, 32 J min.) a 0 °C;
r CTOD: min. 0,20 mm a 0 °C.
La preparazione dei lembi (cianfrino)
è stata effettuata tramite lavorazione meccanica con un sistema autocentrante ad asportazione truciolo di
comune utilizzo nella fabbricazione
delle pipeline. Nella Figura 1 è schematizzata la forma tipica della preparazione utilizzata nelle prove (che
richiama quelle di tipo narrow gap
correntemente utilizzate), per realizzare il giunto in 9 o 10 passate. Una parte
fondamentale del lavoro ha riguardato
lo studio sistematico delle condizioni di accoppiamento fra i lembi al
riguardo del distacco orizzontale (gap)
e verticale (step). La presenza (quasi
sempre concomitante) di entrambe le
condizioni all’inizio della saldatura
di ciascun giunto è solo parzialmente
mitigabile dal sistema d’accoppiamento / espansione di comune utilizzo. Il
range di distacchi che dovrebbe essere
possibile tollerare all’inizio della saldatura della radice (sulla base dell’esperienza di vari pipeline contractor) è
stimato essere il seguente (con i valori
nulli come condizione ideale):
gap: 0 ÷1,5 mm;
step: 0 ÷ 3,0 mm.
Per investigare questo aspetto, il gap
nominale fra i lembi è stato prefissato in tutte le prove di saldatura al
momento della puntatura preliminare
(mediante supporti saldati interni).
A causa della naturale deviazione
dalla perfetta circolarità dei prodotti
tubolari utilizzati, il giunto testa a
testa viene a presentare spontaneamente una situazione, riguardo lo step,
variabile da punto a punto lungo la circonferenza. La mappatura preliminare
della situazione permette, dopo saldatura, di stimare la capacità del processo
di fondere correttamente la spalla della
preparazione oppure, in caso d’insorgenza di un’imperfezione geometrica,
di stimare l’entità della condizione
gap / step limite. Nessun supporto è
utilizzato al rovescio; questa circostanza è favorevolmente valutata di recente dai committenti di pipeline poiché
annulla il rischio di inclusioni di rame
in ZF, con possibilità di formazione
d’imperfezioni e perdita di tenacità
nella zona fusa.
168 Rivista Italiana della Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2012
4. Materiale e saldabilità
Il materiale usato nella sperimentazione è un tubo saldato longitudinalmente
(fabbricazione con processo “UOE”)
in acciaio ISO 3183 L555MB [1]
(equivalente a API 5L X80M) con diametro esterno nominale 48’’ (1219 mm)
e spessore effettivo 22,3 mm.
Nella Tabella 1 è riportata l’analisi
chimica media di prodotto dei vari
tronchi tubolari utilizzati nella sperimentazione, mentre nella Tabella 2
sono riportate le principali proprietà
meccaniche. La saldabilità dell’acciaio
X80 si presenta favorita dal valore del
Ceq molto basso per un acciaio ad alta
resistenza, questa circostanza è dovuta
al basso contenuto di C ed alle favorevoli
caratteristiche del moderno trattamento
termomeccanico (TMCP). E’ comunque
necessario adottare tutte le precauzioni
richieste dall’alto grado utilizzando, fra
l’altro, consumabili con basso tenore
d’idrogeno diffusibile.
Il filo pieno risponde perfettamente a
tali esigenze. Può essere necessario
utilizzare per la passata di radice un
filo d’apporto di grado non elevato
(ER70), ove si prevede una rilevante
diluizione del materiale base (MB)
nella zona fusa (ZF). Naturalmente,
per il riempimento è necessario almeno un filo elettrodo di grado equivalente (ER80). In realtà, nella moderna
progettazione “Strain Based Design”,
è usuale prescrivere per il giunto sal-
Figura 1 - Preparazione dei lembi per la saldatura LB-GMAW (root) e riempimento GMAW
di tubi X80M diametro 48”, sp. 23 mm
M. Fersini et al. - Incremento della produttività della passata di radice nella saldatura circonferenziale dei tubi per gasdotti...
TABELLA III - Analisi chimica tipica dei consumabili utilizzati
Filo
C
Si
Mn
Cr
Ni
Mo
ER70 S6
(radice)
0.10
1.0
1.7
-
-
-
ER100 SG
(riempimento)
0.08
0.65
1.4
0.55
0.55
0.20
* % in massa, Fe % rimanente.
dato una condizione di “overmatching”
(VyZF > 1,15 ÷ 1,18 · VyMB) rispetto alle
proprietà nominali che con la saldatura
GMAW sarebbe possibile utilizzando
elettrodi più legati (es. classe ER100
o ER110). I prevedibili bassi apporti
termici sono anche favorevoli all’ottenimento di una buona tenacità e per
il contenimento dell’addolcimento in
ZTA. Nella Tabella 3 è riportata la
composizione chimica tipica dei fili
d’apporto utilizzati nella sperimentazione. É sempre stato utilizzato il diametro 1,2 mm. Per la protezione del
bagno è stata utilizzata una miscela
Ar + 18% CO2 per la passata di radice
e Ar + 50% CO2 per quelle di riempimento GMAW.
5. Sperimentazione
5.1 Modifica ed adattamento sistemi
commerciali saldatura orbitale
GMAW
La saldatura dei tubi mediante procedimento LB-GMAW è stata eseguita
Figura 2 - Stazione di saldatura orbitale
LB-GMAW con laser Nd:YAG allestita presso
il Centro Sviluppo Materiali. Sono visibili
un tronco di tubo di lunghezza complessiva
1,5 m (il giunto saldato è alla mezzeria), la
banda anulare riposizionabile ed il sistema
orbitale su carrello
integrando gli impianti in dotazione
al Laboratorio di Saldatura e CND del
Centro Sviluppo Materiali di Castel
Romano, Roma, (Fig. 2). L’impianto
consiste in una sorgente laser a stato
solido Nd:YAG con potenza massima
di 4,4 kW. Il fascio laser è trasmesso in una fibra ottica di 600 μm
di diametro (rendendo la traiettoria
orbitale possibile), focalizzato da una
lente con Lf = 120 o 160 mm dopo
la ricollimazione del fascio laser con
una lente con Lf = 200 mm all’uscita
della fibra ottica. La testa di saldatura
laser è stata accoppiata ad una torcia
GMAW raffreddata a liquido collegata
ad un generatore inverter a controllo
digitale, con 420 A di corrente massima. Lo spot del laser e la punta del
filo sono tenuti pressoché coincidenti.
Sono stati messi a disposizione da primari “pipeline contractor” due sistemi
commerciali “bug & band” per la saldatura orbitale meccanizzata GMAW
con banda anulare. Entrambi sono stati
modificati ed adattati alla saldatura
LB-GMAW (a cura del CSM) montando a bordo del carrello di saldatura
il complesso ottico di ricollimazione
e focalizzazione ed integrandolo alla
torcia di saldatura GMAW (Fig. 3).
In entrambi i casi il CSM ha progettato
il sistema di supporto secondo proprie
specifiche allo scopo di assicurare
rigidezza adeguata alle limitate dimensioni della sorgente termica, facilità di
regolazione della posizione del punto
focale e della distanza reciproca fra
laser spot e punta del filo elettrodo.
E’ stata inoltre eseguita l’integrazione fra l’impianto orbitale GMAW e
sistema di controllo della sorgente
laser per permettere il comando da
remoto del processo combinato. Altre
modifiche hanno riguardato la trasmissione pignone-cremagliera per permettere velocità di saldatura superiori a
2 m/min (correntemente molto al di
sopra delle necessità del processo
GMAW) e l’adozione di una fascia
anulare molto rigida per limitare l’oscillazione laterale del carrello appesantito dal sistema ottico aggiuntivo
(Fig. 4). Coerentemente con lo scopo
dimostrativo dell’impianto realizzato,
a questo stadio d’integrazione non
sono stati previsti dispositivi di schermatura della radiazione laser riflessa
che permettano una osservazione del
processo da parte dell’operatore, né
un sistema di inseguimento automatico della traiettoria del giunto, né di
Figura 3 - Carrello di saldatura orbitale (TSA “Passo E”) LB-GMAW con laser
Nd:YAG, modificato presso il Centro Sviluppo
Materiali. E’ visibile in primo piano il sistema ottico di collimazione / focalizzazione
Rivista Italiana della Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2012 169
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correzione della posizione del fuoco
real-time (il percorso è programmato
preliminarmente). Queste modifiche
sono giudicate tecnologicamente fattibili ed il loro sviluppo è riservato ad
una parte futura della ricerca.
5.2
Prove di funzionalità impianto
modificato e messa a punto
processo di saldatura
Funzionalità ed affidabilità dell’impianto modificato sono state valutate estensivamente alla luce del maggior carico
meccanico (maggior peso, maggiore
velocità di saldatura) e termico (sorgente laser) conseguenti alla nuova
missione del sistema. Sono state eseguite per la messa a punto del processo
numerose saldature durante diverse
sessioni di prova, variando opportunamente i parametri di saldatura, la
forma della preparazione e la strategia
delle passate, per ottenere dei cordoni
saldati integri e con produttività accettabile. Durante la sperimentazione,
l’integrità dei saggi saldati è stata verificata tramite controllo visivo (VT)
e controllo radiografico (RT). Dopo
la messa a punto del processo, sono
stati prodotti dei prototipi saldati di
più grandi dimensioni per testare la
stabilità del processo lungo ½ arco di
circonferenza. Da questi saggi sono
stati prelevati i campioni per la qualifica meccanica della procedura sviluppata. L’esame microstrutturale per
il controllo della forma del giunto e
della microstruttura della zona saldata
è stato eseguito al microscopio ottico
ad ingrandimenti fino a 200 x su campioni metallografici lucidati con pasta
diamantata (fino a 1 μm) ed attaccati
opportunamente.
Figura 4 - Stazione di saldatura orbitale LB-GMAW con laser Nd:YAG allestita presso il Centro
Sviluppo Materiali. E’ visibile l’assieme del carrello di saldatura orbitale (TSA “Passo E”)
modificato e la fascia anulare rigida
molto maggiore di qualsiasi variante
del processo GMAW correntemente
utilizzata nel settore (es. STT®, RMD®,
GMAW + Cu backing). La velocità
di saldatura, inizialmente fissata in
2,3 m/min, è stata portata mediante successivi affinamenti fino a 3,0 m/min.
Lo spessore di metallo saldato depositato è risultato essere tra 4 ÷ 6 mm, in
dipendenza del distacco preesistente
fra i lembi.
Il riempimento non pone difficoltà utilizzando procedure tipiche del processo GMAW multipass discendente (9 o
10 passate in totale sono necessarie in
dipendenza del volume del giunto da
riempire, dipendente a sua volta dal
gap preesistente).
6. Risultati e discussione
Le grandezze principali relative alla
procedura ottimizzata di saldatura
della passata di radice sono riportate
nella Tabella 4. La procedura di saldatura GMAW multipass utilizzata per
il riempimento (non riportata) utilizza
8 o 9 passate con velocità di saldatura
comprese fra 30 e 40 cm/min ed apporto termico intorno a 0,5 ÷ 0,7 kJ/mm.
La procedura di saldatura di radice
messa a punto permette di ottenere
la prima passata con una produttività
Figura 5 - Preparazione dei lembi per la saldatura LB-GMAW (root) + GMAW, sp. 23 mm
(sx, forma del cianfrino a gap e step nulli; dx, aspetto della preparazione).
170 Rivista Italiana della Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2012
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6.2
Processo di saldatura
LB-GMAW
Con la procedura LB-GMAW messa
a punto il processo si presenta stabile,
ripetibile e con produzione di spruzzi
verso l’interno molto limitata.
La penetrazione è completa per tutta
la semicirconferenza. Il processo è
in grado di dare luogo ad un giunto
integro e con geometria conforme in
presenza dei distacchi fra i lembi nel
range specificato, senza mancanze di
fusione od imperfezioni di sorta.
TABELLA IV - Procedura di saldatura LB-GMAW ottimizzata per la passata di radice
6.1
Acciaio
X80M (TMCP)
Prodotto
Tubo saldato UOE
Giunto
Circonferenziale testa a testa
Posizione saldatura
PG/5G
Spessore effettivo
22,3 mm
Supporto
-
Pulizia
Spazzolatura o smerigliatura
Processo saldatura
Laser – GMA W elding (root)
Passate
root
Laser
Nd:YAG Rofin Sinar DY044
Modo operativo
CW
Diametro fibra ottica [μm]
600
Collimatore [mm]
200
Lunghezza focale [mm]
120 o 160 mm
Potenza effettiva laser [W]
4200
Portata gas [l/min]
30
Consumabili
Vedi dettaglio
Polarità
DC+
Velocità saldatura [m/min]
2,3 ÷ 3,0
Posizione fuoco [mm]
-20 dalla sup. esterna
Corrente [A]
330 ÷ 350
Tensione [V]
25 ÷ 26
Velocità filo [m/min]
10
Preriscaldo [°C]
80 ÷ 90
Apporto termico
(K= 1 x laser) [kJ/mm]
~0.25
Affidabilità dei sistemi di saldatura modificati e della preparazione dei lembi
La preparazione dei lembi con la geometria del cianfrino messa a punto non
richiede modifiche ai macchinari ed alle
6.3 Morfologia dei giunti saldati
Nella Figura 6 è riportato l’aspetto del giunto saldato in corrispondenza della passata di radice
LB-GMAW. La maglia è molto regolare ed il sovrametallo sufficientemente raccordato al materiale base anche in
presenza di uno step rilevante.
Le macrografie (Figg. 7-8) mostrano la
sezione trasversale del giunto saldato e
permettono di valutare il buon raccordo
e fusione completa dei lembi ottenuta
alla radice.
pratiche di comune utilizzo in campo.
Nella Figura 5 è riportato l’aspetto tipico
dei lembi accoppiati nella condizione
ideale. L’allineamento del giunto preliminare alla saldatura richiede un tempo
comparabile alla pratica corrente.
6.4 Controlli non distruttivi
I giunti si presentano privi d’imperfezioni rilevanti al controllo visivo
ed all’esame con liquidi penetranti.
La presenza d’imperfezioni volumetriche è stata accertata mediante esame
radiografico. I giunti sono risultati
esenti da imperfezioni sistematiche
lineari o porosità.
6.5
Microstruttura dei giunti
saldati
La circostanza che spessore, distribuzione delle passate, preriscaldo ed
apporti termici siano comparabili alla
Figura 6 - Aspetto della radice del giunto saldato: sovrametallo interno tubo (sinistra) e superficie della passata (destra)
Rivista Italiana della Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2012 171
M. Fersini et al. - Incremento della produttività della passata di radice nella saldatura circonferenziale dei tubi per gasdotti...
TABELLA V - Risultati prova di durezza Vickers sui giunti saldati LB-GMAW in acciaio X80M
(prototipo LH6)
Giunto
Sito
VHN
(media)
VHN
(range)
N°
impronte
MB
superficie esterna
237
234 ÷ 240
3
LH6
CGHAZ cap
-
270, 263
2 (sx, dx)
LH6
ZF cap
266
264 ÷ 268
3
MB
superficie interna
244
242 ÷ 245
3
LH6
CGHAZ root
-
235, 235
2 (sx, dx)
LH6
ZF root
241
237 ÷ 245
3
normale pratica del settore per il genere di prodotti considerato, danno luogo
ad una microstruttura prevedibile sia
in ZF che in ZTA (che si presenta d’estensione limitata). All’osservazione
al microscopio ottico, in effetti, le fasi
presenti sia in ZF che in ZTA sono
prevalentemente bainitiche, oltre a fer-
rite acculare. Sono stati effettuati profili di durezza nella zona saldata con
metodo Vickers e carico pari a 10 Kgf
(HV10). Nella Tabella 5 sono riportati i valori misurati. I valori misurati
garantiscono una buona duttilità del
giunto saldato. I valori sono ovunque
inferiori a 275 HV e potrebbero al
limite ottemperare anche a specifiche
di tipo sour-service.
Una condizione di leggero “overmatching” è inferibile per tutte le
passate successive a quella di radice.
6.6
Proprietà meccaniche dei
giunti saldati
Per la validazione delle procedure
sviluppate e la qualifica meccanica
dei giunti saldati sono state previste, a
complemento degli esami metallografici e CND, le seguenti prove:
r prova di trazione trasversale statica su giunto saldato (secondo
ISO 4136:2001);
r prova di resilienza trasversale
(KVT) Charpy–V a 0 °C in ZF e
ZTA (FL+2) (secondo ISO 148-1);
r prova di piega laterale del giunto
saldato (secondo ISO 5173:2009);
r prova CTOD in ZF e ZTA (FL) a
0 °C (secondo BS 7448-2:1997);
TABELLA VI - Risultati prova di resilienza Charpy-V sui giunti saldati LB-GMAW in acciaio X80M
Giunto
Sito
intaglio
T di
prova
[°C]
Stato
KVT
(media)
[J]
KVT
(range)
[J]
numero
provette
LH6
ZF cap
0
come saldato
91
88 ÷ 97
3
LH6
FL+2 cap
0
come saldato
217
197 ÷ 235
3
LH6
ZF root
0
come saldato
102
95 ÷ 112
3
LH6
FL+2 root
0
come saldato
251
234 ÷ 261
3
Figura 7 - Macrografia del giunto LB-GMAW
(radice) + GMAW (prototipo LH9, tubo
acciaio X80M sp. 22,3 mm)
172 Rivista Italiana della Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2012
Figura 8 - Macrografia del giunto LB-GMAW
(radice) + GMAW (prototipo LH8, tubo
acciaio X80M sp. 22,3 mm)
M. Fersini et al. - Incremento della produttività della passata di radice nella saldatura circonferenziale dei tubi per gasdotti...
Figura 9 - Prova di trazione trasversale statica su giunto saldato LH6 (tubo acciaio X80M
sp. 22,3 mm)
r
r
prova di trazione “Wide Plate” su
settore tubo saldato, intagliato in
radice (ZF);
prova “Single Edge Notched Tensile” su provino intagliato in ZF e
ZTA (radice) a 0 °C.
Al momento sono disponibili solo
alcuni risultati parziali ottenuti da prototipi saldati per l’intera circonferenza.
Le prove di trazione trasversale statica
hanno dato luogo a rottura al di fuori
della zona saldata, come poteva essere
inferito dai risultati delle prove di
durezza (Fig. 9).
Le prove di piega (a 180 °C, con diametro mandrino 50 mm) hanno evidenziato duttilità adeguata ed assenza
d’imperfezioni.
La resilienza Charpy-V si è dimostrata
molto soddisfacente in tutte le posizioni (Tabella 6).
7. Conclusioni
L’obiettivo del presente lavoro è stato
valutare la possibilità di utilizzare un
processo di saldatura ibrida laser +
GMAW (LB-GMAW) in posizione
PG/5G, al fine d’incrementare la produttività del processo di fabbricazione in campo, ed in particolare della
velocità di realizzazione della passata
di radice circonferenziale, di tubi per
pipeline di grande diametro e forte
spessore, puntando anche a migliorare
la qualità del giunto. La sperimentazione è stata effettuata modificando
dei sistemi di saldatura GMAW orbitale meccanizzati, disponibili industrialmente, mediante integrazione della
sorgente laser Nd:YAG ed il complesso ottico di trasmissione, collimazione
e focalizzazione del fascio laser.
La produttività ottenuta per la passata di
radice è caratterizzata da una velocità di
saldatura fino a 3 m/min, e uno spessore
di deposito di circa 6.0 mm.
Tale produttività è sensibilmente superiore a quella attualmente caratteristica
dei processi tradizionali (GMAW).
La preparazione dei lembi con la specifica geometria del cianfrino messa
a punto, non richiede modifiche ai
macchinari ed alle pratiche di comune utilizzo in campo. L’allineamento
del giunto preliminare alla saldatura
richiede un tempo comparabile alla
pratica corrente. Il processo è in grado
di fornire giunti integri (dopo completamento mediante procedimento
GMAW) anche in presenza concomitante di step e gap fra i lembi.
Le proprietà dei giunti realizzati e la
loro integrità sono risultate conformi alle richieste (ISO 13847) dopo
effettuazione dei CND e prove meccaniche. Le attività svolte indicano
pertanto il processo ibrido (laser +
arco) come potenzialmente adeguato
all’ottenimento di alte produttività per
la passata di radice in campo.
%LEOLRJUDÀD
[1]
[2]
[3]
[4]
[5]
[6]
[7]
[8]
[9]
Yapp D., Blackman S.A.: “Recent Developments in High Productivity Pipeline Welding”, Journal of
the Brazilian Society of Mechanical Sciences and Engineering, Mar 2004, Vol. 26, no. 1, pp. 89-97,
ISSN 1678-5878
Blackman S.A.: “An economic assessment of mechanised welding of high strength pipeline for the Australian pipeline industry”, X80 Pipeline Cost Workshop, October 2002.
ISO 13847:2000 “Petroleum and natural gas industries - Pipeline transportation systems - Welding of pipelines”.
ISO 3183:2007 “Petroleum and natural gas industries - Steel pipe for pipeline transportation systems”.
M. Fersini, G. Demofonti, S. Sorrentino, E. Mecozzi: “Saldatura circonferenziale di tubi per gasdotti
mediante tecnologia ibrida con trasporto del fascio laser in fibra”. GNS4, Genova, Ottobre 2007.
Komizo Yu-ichi: “Overview of Recent Welding Technology Relating to Pipeline Construction”. Transactions
of JWRI, Vol. 37 (2008), n. 1.
Yapp D., Kong C-J. “Hybrid Laser-Arc Pipeline Welding”. AILU Seminar Fibre Laser, March 2006.
R. Gordon et al.: “Reducing Pipeline Construction Costs: New Technologies”. Welding in the World, Vol. 47,
n. 5/6, 2003.
D. S. Howse et al.: “The Evolution of Yb:fibre Laser/MAG Hybrid Processing for Welding of Pipelines”.
Welding in the World, Vol. 47, n. 5/6, 2003.
Rivista Italiana della Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2012 173
M. Fersini et al. - Incremento della produttività della passata di radice nella saldatura circonferenziale dei tubi per gasdotti...
Summary
For a new main pipeline, the girth butt joint welding
activity has a significant incidence on the overall line
cost per km. An approach to decrease the cost of the
field welding fabrication is to achieve better efficiency,
also by raising the root pass productivity, with the aim
to shorten the construction time. The present work summarizes the efforts done by Eni Gas & Power and Centro Sviluppo Materiali for evaluating an hybrid welding
process in which laser and GMA welding (LB-GMA)
are combined, to be performed in PG/5G position. It is
intended to increase the circumferential root pass welding speed on large diameter pipes, along the improvement of the weldments integrity and the avoidance of the
internal copper backing systems, today of common use.
Principal objectives were, among others:
r the modification and adaptation, for demonstrative
scopes, of a off-the-shelf GMAW orbital equipment
for performing the LB-GMAW process on large diameter pipes, to be welded in fixed position;
r the development of the root WPS and the associated
testing, according to the ISO 13847 standard, for
welding in 5G position ISO/API L5 55MB/X80M
PSL2 pipes, having 48” (1219 mm) outer diameter
and 23 mm wall thickness, manufactured by TMCP
route (SAWL pipes);
r evaluation of the LB-GMA process ultimate performances for both root travel speed and root throat
thickness;
r
definition of the appropriate conditions for the gas
shielding flow and composition, evaluation of the
mechanical and metallurgical properties by using
the LB-GMAW process for the root pass;
r evaluation of the acceptable geometric ranges for
gapped / stepped bevel preparations;
r outline the specification for an industrial system
aimed to perform the LB-GMA field welding for onshore large diameters pipelines.
The experimental activity was performed after modification of an orbital GMAW system, commercially available, by integrating a 4.4 kW Nd:YAG laser resonator
and the optical system for beam transmission, collimation and focalization.
Ultimate productivity facts for the root pass were of
3 m/min travel speed and 6.0 mm throat thickness, far
beyond the possibilities of the traditional GMA process.
Bevel preparation task could be accomplished by using
the common field machining equipments / practice.
The LB-GMAW process is able to manufacture sound
joints (after filling the remaining groove by GMAW) even
in presence of gapped / stepped preparations.
Joints mechanical properties and integrity, evaluated after performing extensive NDT and mechanical testing,
conformed to the applicable standards.
Maurizio FERSINI, laureato in Fisica - indirizzo Fisica dello Stato Solido – presso l’Università degli Studi di Roma
“La Sapienza”, dal 1990 lavora presso il Centro Sviluppo Materiali S.p.A. di Roma con l’incarico di Responsabile
della Funzione Tecnologia della Giunzione. International Welding Engineer, nel 1998 ha conseguito, presso il Politecnico di Vienna, il diploma di European Laser Engineer. Nel 2002 ha conseguito un Master presso l’ICSIM - Istituto per
la Cultura e la Storia d’Impresa “Franco Momigliano” - sulle problematiche che caratterizzano il settore della siderurgia (2002). Responsabile di numerosi progetti di ricerca sia nazionali che internazionali ha acquisito esperienze nel
campo della saldatura, dei controlli non distruttivi, della metallurgia e delle proprietà meccaniche dei giunti saldati.
Stefano SORRENTINO, laureato in Ingegneria Meccanica presso l’Università di Roma “La Sapienza” nel 1999, entra
nel 2000 al Centro Sviluppo Materiali di Roma come ricercatore nel campo della Scienza ed Ingegneria della Saldatura. Nel corso della sua carriera si è occupato in particolare dell’applicazione della tecnologia laser in vari settori
industriali, su tutti i tipi di materiali metallici, della qualifica e delle proprietà meccaniche dei giunti saldati.
IWE dal 2005, è autore di varie memorie per congressi / riviste nel campo della saldatura e tecniche connesse e della
meccanica dei materiali e dei giunti saldati.
Nicola Ottaviano Giovanni NOVEMBRE, laureato in Ingegneria Meccanica al Politecnico di Milano nel 2004, entra
subito dopo la laurea in Eni Tecnologie S.p.A., polo della R&S del Gruppo Eni, con cui aveva collaborato per il lavoro
di tesi, focalizzato su studi CFD (Computational Fluid Dynamics) relativi al rilascio accidentale di gas naturale da
condotte ad alta pressione. Nel 2006 passa in Eni S.p.A. Divisione Gas & Power, occupandosi di gestione di progetti
R&S principalmente incentrati sul trasporto del gas naturale ad alta pressione via pipeline di grande diametro, con
particolare attenzione ai materiali ed ai processi di saldatura.
174 Rivista Italiana della Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2012
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Genova 2012
L’Istituto Italiano della Saldatura, secondo la programmazione descritta nella propria Attività
Didattica 2012 (http://www.formazionesaldatura.it), organizza presso la propria Sede di Genova un&RUVRGL4XDOLÀFD]LRQHDG,QWHUQDWLRQDO:HOGLQJ,QVSHFWRUSHULOOLYHOOR&RPSUHKHQVLYH,:,& cui potranno tuttavia partecipare anche candidati alla TualiÀcazione ai livelli
Standard e Basic, non in possesso cioè dei requisiti di cui al punto successivo, con una quota di
iscrizione proporzionalmente ridotta.
Facendo seguito all’iniziativa partita nel 2011, anche quest’anno la dotazione didattica – oltre alla
nuova GLVSHQVDDJJLRUQDWDHGLQWHUDPHQWHDFRORUL, comprenderà il calibro IIS di tipo “Bridge
Cam”, e, limitatamente ai partecipanti al corso completo, il CD-Rom edito in collaborazione con
l’UNI contenente una raccolta di oltre 300 norme europee relative alla saldatura ed alle materie ad
essa correlate.
Requisiti di ingresso
Per iscriversi al Corso al livello IWI-C non è prevista esperienza speciÀca, quanto il possesso di uno
dei titoli di studio:
Laurea o Diploma di Laurea in Ingegneria; in alternativa, Laurea in Scienza dei Materiali, Ar
chitettura, Fisica o Chimica, supportate da comprovata esperienza industriale in saldatura
oppure
Diploma di Scuola Media Superiore ad indirizzo tecnico.
Come già accennato, potranno partecipare al corso anche persone non in possesso di tali requisiti,
al livello Standard o Basic rispettivamente, per i quali si rimanda alle relative condizioni di accesso.
Calendario, orario e sede delle lezioni
Il Corso ha una struttura modulare, basata su due Moduli 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).
Il Corso sarà svolto con orario 9:00 ÷ 18:00, ad eccezione delle giornate di lunedì (orario 14:00 ÷
18:00) e del venerdì (orario 9:00 ÷ 13:00), per consentire agli allievi di raggiungere la sede del Corso
senza spostamenti festivi.
0RGXOR:HOGLQJ7HFKQRORJ\
7 ÷ 11 maggio 2012
4 ÷ 8 giugno 2012
2 ÷ 6 luglio 2012
0RGXOR:HOGLQJ,QVSHFWLRQ
10 ÷ 14 settembre 2012
1 ÷ 5 ottobre 2012
5 ÷ 7 novembre 2012
Il Corso sarà tenuto presso la Sede IIS di Genova, in Via Lungobisagno Istria 15.
Conseguimento del Diploma
Chi sia risultato in possesso dei requisiti di ingresso ed abbia completato il percorso formativo può
accedere agli esami previsti nelle date indicate in Attività Didattica IIS presso la Sede di Genova (o in
qualunque altra sede durante le sessioni programmate).
Le domande di iscrizione agli esami dovranno essere indirizzate ad IIS CERT, Area CertiÀcazione
Figure Professionali (tel. 010 8341307, E-mail [email protected]), con un costo di iscrizione pari
a € 480,00 (+ IVA).
Iscrizione al corso
Per iscriversi al corso è sufÀciente utilizzare il modulo cartaceo fornito con il presente bando oppure
allegato all’Attività Didattica 2012.
La quota di iscrizione al corso per il livello Comprehensive (C) è di 5.900,00 € (in esenzione IVA –
Art. 10 DPR 633/1972); chi partecipasse al solo Modulo di Welding Inspection dovrà invece versare
una quota ridotta a 2.750,00 € (in esenzione IVA – Art. 10 DPR 633/1972).
Per le quote di partecipazione al corso ai livelli Standard e Basic si consiglia di prendere contatto con
la Segreteria.
Le quote sono comprensive della collana delle pubblicazioni speciÀche e del calibro IIS, e per il corso
completo, del CD-ROM contenente le normative relative alla saldatura.
Il pagamento della quota di iscrizione può essere effettuato tramite boniÀco bancario sul conto corrente, Banca di Legnano - Gruppo Banca Popolare Milano IBAN IT86W0320401400000000064500,
intestato all’Istituto Italiano della Saldatura.
Informazioni
Per ulteriori informazioni è possibile rivolgersi all’Istituto Italiano della Saldatura (Lungobisagno Istria
15, 16141 Genova), Divisione Formazione, al numero 010 8341371 (Fax 010 8367780), oppure all’indirizzo di posta elettronica [email protected].
9HULÀFDDIDWLFDGLJLXQWL
GLSURÀODWLDEXOER
PHGLDQWHDSSURFFLORFDOL(°)
C. M. Rizzo *
W. Fricke **
Sommario / Summary
Di fatto, la saldatura è il metodo di collegamento di gran
lunga più utilizzato nella costruzione navale ma fin dalle
prime applicazioni ci si rese conto che proprio dai cordoni
di saldatura iniziano a propagarsi le rotture per fatica.
Negli ultimi decenni i regolamenti delle società di classificazione navale hanno reso esplicite le verifiche a fatica dei dettagli strutturali e, verso la fine degli anni ‘90,
alcuni regolamenti hanno adottato approcci di tipo locale
in luogo del cosiddetto approccio ‘nominale’. Gli attuali
regolamenti richiamano i documenti pubblicati dall’IIW
(International Institute of Welding) ed adottano generalmente l’approccio della ‘tensione strutturale’ (hot spot). In
questo articolo si prendono in esame i collegamenti di un
tipico profilato di uso navale, il piatto a bulbo (Holland
Profile), con lo scopo di determinarne la resistenza a fatica utilizzando gli approcci locali proposti dall’IIW e nella
letteratura scientifica. L’applicazione di questi metodi nei
casi esaminati non è agevole, né talvolta possibile o efficace. Si evidenziano infatti difficoltà nel seguire le raccomandazioni dell’IIW per la modellazione di una geometria
relativamente complessa. Il bulbo è in sé un componente tridimensionale che interagisce con elementi piani che
lo circondano: proprio da tale fatto derivano le difficoltà.
Poiché non è possibile identificare uno spessore di riferimento del bulbo, l’individuazione dei punti di estrapolazione delle tensioni è incerta e spesso è causa del fatto
che i risultati degli approcci siano non concordi fra loro e
con i dati sperimentali. Il confronto tra i risultati numerici ottenuti con diversi metodi e con i rilievi sperimentali
eseguiti dal Laboratorio Strutture Navali dell’Università
di Genova e dall’Institute of Ship Structural Design and
Analysis della Hamburg University of Technology cerca di
ricostruire un quadro generale per determinare la validità e
l’attinenza alla realtà degli approcci utilizzati e inoltre permette un’analisi critica delle modalità di applicazione dei
diversi approcci per un caso pratico complesso valutando,
qualora i metodi lo permettano, anche l’effetto del cordone
di saldatura.
(°) Memoria presentata alle Giornate Nazionali di Saldatura 6
Workshop: “Affidabilità delle strutture e degli impianti”,
Genova 26-27 Maggio 2011.
* Università degli Studi di Genova – Genova.
** Hamburg University of Technology – Amburgo.
As a matter of facts, welding is the joining method widely
applied in shipbuilding and since the first applications it
became evident that fatigue failures start exactly at weld
seams. In the last decades, classification societies introduced explicit fatigue strength check formulae in their
rules for shipbuilding and, in late nineties, some rules
adopted local approaches in lieu of the so-called nominal
stress approach. Current editions of rules mainly reference
documents of the International Institute of Welding (IIW)
and recommend the structural (hot-spot) stress approach.
This paper is aimed at fatigue strength assessment of attachments of bulb plate stiffeners (Holland Profile), typical
of shipbuilding structures, by applying local approaches
proposed by IIW and in open literature. The application of
these methods in the captioned cases is not always straightforward nor sometimes possible, neither effective. Difficulties in following the IIW suggestions for the FE modeling
of relatively complex geometries are shown. Basically, the
bulb itself is a 3D component interacting with 2D shells
surrounding it: the 3D vs 2D mismatch is the source of
complexity. Since a reference thickness of the bulb cannot
be identified, even identification of stress points in postprocessing of FE analyses is difficult, being often cause of
scatter and/or disagreement among different approaches.
Comparisons among approaches and with available experimental data of tests carried out in the Ship Structures
Laboratory of the University of Genova and in the Institute of Ship Structural Design and Analysis of the Hamburg University of Technology provide a general view of
this topic and offer a critical review of the application of
local approaches in rather challenging test cases evaluating, as far as possible, effects of weld geometry on fatigue
strength.
IIW Thesaurus Keywords:
Crack propagation; design; fatigue cracks; fatigue strength;
finite element analysis; girders; local effects; mathematical models; notch effect; sections; shipbuilding; simulating;
stress analysis; structural members; structural steels; welded
joints.
Rivista Italiana della Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2012 177
&05L]]RH:)ULFNH9HULÀFDDIDWLFDGLJLXQWLGLSURÀODWLDEXOERPHGLDQWHDSSURFFLORFDOL
1. Introduzione
In letteratura sono stati presentati
numerosissimi approcci atti ad indagare la vita a fatica dei giunti saldati.
In generale le principali metodologie
possono essere suddivise nelle seguenti categorie, in base al parametro che
si assume governare il fenomeno della
rottura a fatica, [1], [2]:
I approccio della tensione nominale, che assume quale parametro che governa il fenomeno
l’ampiezza di tensione nominale,
determinata in funzione dei carichi esterni e delle proprietà della
struttura in esame applicando teorie di carattere generale quale ad
esempio la teoria della trave;
II approccio della tensione strutturale (hot spot), in cui si utilizza
l’ampiezza di tensione agente al
piede della saldatura che comprende anche gli effetti locali
dovuti alla discontinuità strutturale, ma non quelli dovuti all’intaglio;
III approccio della tensione di intaglio (notch stress) che utilizza il
cosiddetto “notch stress range”,
o un parametro equivalente, in
modo da considerare gli effetti
di intaglio al piede o alla radice
della saldatura, cioè includendo
anche gli effetti di concentrazione dovuti al cordone, tipicamente
non lineari;
IV approccio della propagazione
della frattura in cui si osserva
e descrive l’incremento delle
dimensioni della cricca in funzione del numero di cicli attraverso
i metodi della meccanica della
frattura (Legge di Paris Erdogan).
L’International Institute of Welding
(IIW) ha pubblicato negli ultimi anni
vari documenti relativi ai metodi per
la valutazione della resistenza a fatica
delle strutture saldate (si vedano ad es.
[3], [4], [5]), i quali sono stati in parte
ripresi ed inglobati nei regolamenti per
la costruzione delle navi delle società
di classificazione, [6], [7], [8], anche
se ad oggi in forma non completamente armonizzata tra i diversi regolamenti delle varie società, [9].
In questo articolo si prendono in esame
i collegamenti del tipico profilato utilizzato in ambito navale, il piatto a
bulbo (Holland Profile, HP), con lo
scopo di determinarne la resistenza a
fatica utilizzando gli approcci locali
proposti dall’IIW e nella letteratura
scientifica.
L’applicazione di questi metodi nei
casi esaminati non è agevole, né talvolta possibile o efficace. Si evidenziano
infatti difficoltà nel seguire le raccomandazioni dell’IIW per la modellazione di geometrie relativamente complesse ma decisamente assai comuni in
ambito navale.
Il bulbo è in sé un componente tridimensionale che interagisce con gli elementi piani che lo circondano (anima
del profilo ed eventuali elementi di
collegamento): proprio da tale fatto
derivano le difficoltà.
Poiché non è possibile identificare
uno spessore di riferimento del bulbo,
l’individuazione dei punti di estrapolazione delle tensioni nei modelli di
calcolo numerico è incerta e spesso è
la causa del fatto che i risultati dei vari
approcci siano non concordi fra loro e
con i dati sperimentali.
La disponibilità dei risultati di prove
sperimentali su vari collegamenti di
profilati a bulbo eseguite in passato
presso il Laboratorio Strutture Navali dell’Università di Genova [10] e
dall’Institute of Ship Structural Design
and Analysis della Hamburg University of Technology [11], permette di
valutare i limiti di applicabilità e l’at-
178 5LYLVWD,WDOLDQDGHOOD6DOGDWXUDQ0DU]R$SULOH
tendibilità dei risultati ottenuti con
differenti metodi di calcolo della resistenza a fatica.
Nel seguito sono presentati dapprima
i collegamenti tra profilati a bulbo
oggetto delle prove sperimentali con
i corrispondenti risultati e quindi le
analisi numeriche realizzate. Sono poi
discusse l’applicabilità e l’efficacia
dei vari metodi.
2. Risultati sperimentali
2.1 Prove eseguite nel Laboratorio
Strutture Navali
Nel 2005 sono state eseguite presso il
Laboratorio Strutture Navali dell’Università di Genova prove a fatica su due
differenti tipologie di collegamento fra
profilati a bulbo in acciaio ad elevata
resistenza: nel primo caso il giunto è
stato realizzato saldando le sole anime
dei profilati a bulbo e sovrapponendo
una contropezza sulla testa del profilato come mostrato nella Figura 1,
mentre nel secondo caso sia le anime
sia i bulbi sono stati completamente
saldati riempiendo il cianfrino (Fig. 1).
In questo secondo caso ci si può aspettare una difettologia della saldatura
di maggior entità. I modelli in prova
erano costituiti da pannelli di lamiera
(2400x1600 mm) rinforzati da profilati a bulbo HP 120 x 7 con intervallo
di ossatura pari a 400 mm e costruiti
secondo la usuale pratica di cantiere,
[10]. Sono stati provati a fatica 8 pannelli, applicando un carico distribuito
trasversalmente mediante una trave
rigida per flettere il pannello come
indicato nella Figura 1 con un carico
pulsante (rapporto di carico R < 0.1).
Sono stati provati quindi un totale di
12 dettagli con contropezza e 12 dettagli con saldatura completa dei bulbi.
L’ampiezza di sollecitazione è stata
definita per ogni prova in modo da
ottenere una tensione nominale massima di flessione sulla testa dei bulbi
inferiore allo snervamento.
Sono stati applicati alcuni estensimetri
sui profilati e sulla contropezza come
suggerito in [3] al fine di osservare
l’inizio della cricca sui giunti e per
monitorare che il carico venisse ripartito equamente fra i rinforzi, [10].
&05L]]RH:)ULFNH9HULÀFDDIDWLFDGLJLXQWLGLSURÀODWLDEXOERPHGLDQWHDSSURFFLORFDOL
E’ opportuno notare che le imperfezioni di saldatura dovute alla produzione
ed in particolare i disallineamenti dei
rinforzi e della contropezza influenzano notevolmente la resistenza a fatica
ma non sono stati eseguiti controlli
delle saldature dopo la produzione per
meglio caratterizzare i giunti in prova.
E’ stato riscontrato che la cricca, dopo
la sua nucleazione ed inizio, si propaga in relativamente pochi cicli nei
quali raggiunge velocemente l’anima
del rinforzo. In alcuni casi è stato
possibile notare la cricca nella fase
iniziale, in altri casi essa si è propagata repentinamente nell’anima del
rinforzo dopo una prima propagazione
a fatica nel bulbo, come mostrato nella
Figura 2. In ogni caso la cricca si è
sempre propagata dal piede dei cordoni di saldatura (Fig. 2). Al fine di continuare la prova sui giunti integri, sono
state eseguite
riparazioni man
mano che avvenivano le rotture, mantenendo
inalterate le condizioni di carico dei rinforzi
ancora in prova.
La contropezza,
pur incrementando il modulo di resistenza
della sezione e
quindi limitando localmente al centro
della campata il valore della tensione
agente, crea problemi dal punto di
vista della concentrazione di tensioni, poiché la sua presenza apporta
una forte discontinuità geometrica
alle sue estremità, influenzando la
resistenza a fatica del dettaglio che
è risultata inferiore a quella del dettaglio senza contropezza.
I 12 + 12 dettagli per tipo sono stati
analizzati statisticamente secondo
quanto suggerito in [3]: la resistenza
a fatica del dettaglio con contropezza è risultata pari a FAT 45, ovvero
il range di tensione nominale che
porta a rottura il dettaglio dopo
2 x 106 cicli con una probabilità
del 97.7% è pari a 45 MPa, mentre
la resistenza a fatica del dettaglio
senza contropezza è risultata pari a
FAT 84, [12]. A causa delle irrego-
larità del cordone di saldatura e dei
disallineamenti è stata riscontrata
una notevole dispersione dei risultati, specialmente per il dettaglio
con contropezza: la deviazione
standard dei dati di vita a fatica
con contropezza è pari a 0.30
(T N = N A90%: N A10% = 1:5.88) mentre
quella dei dati senza contropezza è
pari a 0.15 (TN = NA90%: NA10% = 1:2.39).
2.2 Prove eseguite presso l’Institute
of Ship Structural Design and
Analysis
La Figura 3 mostra le tre varianti del
collegamento fra profili HP 160 x 7
in acciaio normale da scafo sottoposto
a prove di fatica presso il laboratorio
tedesco: la prima simile al giunto
senza contropezza fra profilati HP
Figura 2 - Tipiche rotture a fatica dei dettagli provati presso il Laboratorio Strutture Navali,
[12]
Figura 1 - Modelli e corrispondenti dettagli provati presso il Laboratorio Strutture Navali, [12]
5LYLVWD,WDOLDQDGHOOD6DOGDWXUDQ0DU]R$SULOH 179
&05L]]RH:)ULFNH9HULÀFDDIDWLFDGLJLXQWLGLSURÀODWLDEXOERPHGLDQWHDSSURFFLORFDOL
Figura 3 - Dettagli provati presso l’Institute of Ship Structural Design, [11]
120 x 7 descritto in precedenza, la
seconda presenta un taglio del profilo del bulbo in modo da evitare il
riempimento di saldatura ed i conseguenti difetti, la terza con un piatto
di rinforzo posizionato sulla testa del
bulbo ma senza saldatura del bulbo
stesso, in analogia con il dettaglio con
contropezza provato in Italia. I risultati
delle prove sono riassunti nella Figura
4, [11]. Sono stati costruiti 7-8 modelli
per ogni variante secondo la comune
pratica di cantiere. Le prove sono
state eseguite applicando un’ampiezza
di sollecitazione uniforme di trazione
pari a 63 MPa (range pari a 126 MPa)
Figura 4 - Risultati delle prove eseguite presso l’Institute of Ship Structural Design, [11]
180 5LYLVWD,WDOLDQDGHOOD6DOGDWXUDQ0DU]R$SULOH
alle estremità opportunamente rinforzate
come indicato nella
Figura 3.
Il rapporto di carico
in questo caso era
pari a R = -1.
E’ possibile ricavare
la resistenza a fatica
a 2 milioni di cicli
per le tre varianti che
risulta rispettivamente pari a FAT 70 per
la Variante 1, pari a
FAT 43 per la Variante 2, pari a FAT 72
per la Variante 3.
Si riscontra ancora
una certa dispersione
dei risultati, inferiore
a quella delle prove
precedenti. Si deve
tuttavia segnalare
che per la Variante 1 le rotture si sono
in realtà verificate sull’anima del profilo a partire dallo scarico di saldatura
così come per 2 delle 7 prove della
Variante 3.
Eliminando queste ultime prove
dall’analisi statistica si ottiene per la
Variante 3 una resistenza a fatica pari
&05L]]RH:)ULFNH9HULÀFDDIDWLFDGLJLXQWLGLSURÀODWLDEXOERPHGLDQWHDSSURFFLORFDOL
TABELLA I - (t = spessore di riferimento della lamiera, w lato cordone saldatura, mm)
Mesh rada
Tipi di modello
Dimensione
elementi
Punti di
estrapolazione
Mesh fine
Tipo a
Tipo b
Tipo a
Tipo b
Shell
t x t, max t x w/2*
10 x 10 mm
” 0.4 t x t o 0.4 t x w/2*
” 4 x 4 mm
Solidi
t x t, max t x w*
10 x 10 mm
” 0.4 t x t o 0.4 t x w/2*
” 4 x 4 mm
Shell
0.5 t, 1.5 t
(metà lato)
5/15 mm
(metà lato)
0.4 t / 1.0 t (ai vertici)
4 / 8 / 12 mm
(ai vertici)
Solidi
0.5 t, 1.5 t
(metà lato)
5/15 mm
(metà lato)
0.4 t / 1.0 t (ai vertici)
4 / 8 / 12 mm
(ai vertici)
a FAT 70 (TN = NA90%: NA10% = 1:2.37).
Non è possibile confrontare i risultati
sperimentali dei giunti di testa provati
in Italia con quelli della Variante 1 poiché quest’ultima ha presentato rotture
solo sullo scarico di saldatura (Fig. 4).
3. Analisi numeriche con metodi
locali
Si deve innanzitutto evidenziare come
non tutti i metodi locali siano applicabili ai dettagli presentati in precedenza. In particolare i giunti di testa senza
contropezza e le Varianti 1 e 2 non presentano una discontinuità geometrica
(notch) a meno che non si abbia un
cordone di saldatura con dimensioni
eccessive che crea al piede un intaglio
acuto. In pratica, i metodi locali, ad
esclusione di quelli che coinvolgono
la meccanica della frattura, non sono
adatti a questi casi e ad oggi l’approccio della tensione nominale sembra
il più efficace da applicare in ambito
industriale quando non siano applicabili gli approcci locali. A tal proposito
sono disponibili utili indicazioni in
[13] (vedi I-Pt.1, Sec. 20C, Ch. 5,
Table 20.4) dove si riporta la resistenza a fatica per alcuni collegamenti di
profili a bulbo ma non per gli stessi
giunti di cui si sono descritte le prove
in precedenza. Nel caso dell’approccio
della tensione strutturale, ad esempio,
la tensione al piede del cordone per i
giunti di testa è per definizione uguale
alla tensione nominale, se si escludono
gli effetti dovuti ai disallineamenti. Nel
seguito saranno quindi esaminati nel
dettaglio e confrontati solo il caso di
giunto con contropezza e la Variante 3.
3.1
Approccio della tensione
strutturale
La procedura raccomandata dall’IIW,
[3], [4], per la determinazione della
tensione strutturale è basata sulla tecnica di estrapolazione della tensione
superficiale nel punto di hot spot,
dove si prevede l’inizio della cricca.
La tensione di hot spot è quindi legata
alla geometria del dettaglio strutturale,
mentre il picco non lineare di tensione
dovuto alla geometria locale e all’irregolarità del profilo del cordone, viene
escluso dall’estrapolazione perché
l’effetto della presenza dell’intaglio è
già considerata nelle curve S-N relative alle tipologie dei giunti (Fig. 5).
Gli hot spot sono suddivisi in due tipologie dall’IIW, [3], [4]: di tipo “a” e di
tipo “b”, in funzione della posizione
Figura 5 - Estrapolazione della tensione strutturale e di intaglio, [3] e tipologie di hot spot, [4]
Figura 6 - Mesh da utilizzare per il calcolo ad elementi finiti della tensione strutturale
5LYLVWD,WDOLDQDGHOOD6DOGDWXUDQ0DU]R$SULOH 181
&05L]]RH:)ULFNH9HULÀFDDIDWLFDGLJLXQWLGLSURÀODWLDEXOERPHGLDQWHDSSURFFLORFDOL
TABELLA II - (rinforzo in flessione, valore massimo tra le linee di nodi)
Elemento
Dimensione
Hot spot
Tipo
Mesh
Estrapolazione
SCF
Note
20 node solid
20 node solid
10 node solid
20 node solid
20 node solid
8 node solid
10 mm
4 mm
4 mm
t = 14.4 mm
t = 14.4 mm
1 mm
b
b
b
a
a
Xiao-Yamada
Coarse (IIW)
Fine (IIW)
Fine
Fine (IIW)
Fine (IIW)
1x1x1
Lineare
Parabolica
Parabolica
Lineare
Parabolica
-
1.78
1.53
1.86
1.30
1.31
1.79
Linea A
Linea B
Linea B
Linea C
Linea C
Tens. princip.
Figura 7 - Geometria del dettaglio con contropezza e modello con mesh ad elementi tetraedrici, [14]
ed orientazione rispetto alla direzione della sollecitazione, come indicato
nella Figura 5. La tipologia e la dimensione degli elementi finiti comunemente utilizzati nei calcoli numerici per
stimare la concentrazione di tensione
sono stati stabiliti in [4] e riportati nella
Tabella 1 e nella Figura 6. Poiché non
è possibile identificare uno spessore di
riferimento e quindi i punti di estrapolazione delle tensioni sulla testa del
bulbo, sono stati eseguiti diversi calcoli, [14], [15], al fine di valutare quale
fosse la tecnica più efficace da adottare per valutare la resistenza a fatica
dei giunti provati presso il Laboratorio
Figura 8 - Modelli FEM per la stima della tensione strutturale del dettaglio con contropezza, [14]
182 5LYLVWD,WDOLDQDGHOOD6DOGDWXUDQ0DU]R$SULOH
Strutture Navali. Come si può notare
nella Figura 7 la geometria del modello è ideale e non riproduce le irregolarità del cordone reale di saldatura né i
disallineamenti di tali giunti. La Figura 8 mostra i modelli ad elementi finiti
realizzati con elementi solidi a mesh
rada e a mesh fine, sia per hot spot di
tipo “a” sia per hot spot di tipo “b” in
accordo alle prescrizioni dell’IIW, [3];
i risultati delle estrapolazioni sono
riportati nella Tabella 2 in termini di
fattore di concentrazione (SCF) della
componente di tensione longitudinale
sulle linee lungo le quali si è riscontrato il massimo valore, in modo da
considerare l’asimmetria del profilo
che è stato sollecitato in flessione nel
calcolo così come nelle prove.
L’utilizzo della tensione principale in
luogo della componente longitudinale
in pratica non modifica la stima del
fattore di concentrazione delle tensioni
(SCF). Quale spessore di riferimento
per gli hot spot di tipo “a” è stato considerato lo spessore della piattabanda
di un profilo ad L equivalente avente le
medesime caratteristiche geometriche
della sezione resistente (area, inerzia),
ovvero t = 14.4 mm. Il caso di mesh
rada di tipo “a” non è compatibile con
la geometria del dettaglio in esame.
&05L]]RH:)ULFNH9HULÀFDDIDWLFDGLJLXQWLGLSURÀODWLDEXOERPHGLDQWHDSSURFFLORFDOL
Figura 9 - Modelli FEM per la stima della tensione strutturale del dettaglio Variante 3
La dimensione dell’elemento da adottare è, infatti, t × w/2 = 14.4 × 11.2 mm
(essendo t > w/2, w lato del cordone di saldatura), mentre la larghezza
della contropezza in corrispondenza
del punto di hot spot è di soli 10 mm.
La curva di resistenza raccomandata
dall’IIW, [3], per l’approccio della
tensione strutturale su giunti completamente caricati è FAT 90 e pertanto
si può stimare un SCF target pari a 2
essendo la resistenza a fatica ricavata
dai dati sperimentali FAT 45, mentre
sarebbe leggermente maggiore considerando la curva FAT 100 suggerita
dall’IIW per giunti solo parzialmente
caricati (SCF = 2.22). L’approccio
sembra non conservativo ma occorre
considerare anche le irregolarità del
cordone ed i disallineamenti, peraltro
indicati anche dalla notevole dispersione dei risultati sperimentali.
In [14] sono riportati i dettagli dei calcoli ed inoltre anche i risultati relativi
TABELLA III - Rinforzo in trazione, valore massimo tra le linee di nodi
Elemento
Dimensione
Hot spot
tipo
Mesh
Estrapolazione
SCF
Note
20 node solid
4 mm
b
Fine (IIW)
Parabolic
1.88
20 node solid
10 mm
b
Coarse (IIW)
Linear
1.87
Vedi Figura 9 per
linee estrapolazione
8 node solid
1 mm
Xiao-Yamada
1x1x1
-
1.80
Tensione principale
Figura 10 - Modelli di calcolo in accordo all’approccio suggerito da Xiao e Yamada
5LYLVWD,WDOLDQDGHOOD6DOGDWXUDQ0DU]R$SULOH 183
&05L]]RH:)ULFNH9HULÀFDDIDWLFDGLJLXQWLGLSURÀODWLDEXOERPHGLDQWHDSSURFFLORFDOL
Figura 11 - Modelli di calcolo per il ‘notch stress approach’
ai modelli realizzati con elementi piani
(shell) schematizzando il rinforzo a
bulbo con un profilo a L equivalente.
I modelli con elementi tetraedrici
(Fig. 7), che non sono raccomandati
dall’IIW, forniscono risultati leggermente superiori ma consentono una
più agevole e veloce costruzione del
modello di calcolo mediante algoritmi
automatici di meshatura.
Si può chiaramente identificare la
Variante 3 come dettaglio di tipo “b”:
i punti di estrapolazione delle tensioni
sono quindi suggeriti in termini assoluti dall’IIW.
I modelli di calcolo utilizzati sono illustrati nella Figura 9 mentre i risultati
sono riportati nella Tabella 3 utilizzando le componenti longitudinali di
tensione.
Si avrebbe un limitato incremento utilizzando la tensione principale.
In questo caso lo SCF target derivato
dai dati sperimentali è pari a 1.42.
E’ stata infatti assunta la curva di resistenza FAT 100 per l’approccio della
tensione strutturale in considerazione
della rastremazione del piatto di collegamento (si veda Table 3 in [4]), dai
dati sperimentali si aveva una resistenza a fatica pari a FAT 70.
Si deve inoltre considerare che il
rapporto di carico delle prove era pari
a R = -1, ovvero metà del range di
tensione era in compressione, e che si
tratta di sollecitazioni di pura trazione
a differenza del caso precedente in
cui il rinforzo era posto in flessione.
D’altra parte, le prove in grande scala
includono le tensioni residue di saldatura e pertanto la tensione media
risulta modificata e viene generalmente conservativamente assunta tale da
riportare il ciclo di tensione agente
completamente in trazione.
3.2
r
r
Approccio della tensione 1 mm
nello spessore (Xiao/Yamada)
3.3
La procedura proposta da Xiao e
Yamada in [16], cui si rimanda per la
descrizione del metodo, utilizza quale
parametro che governa la rottura a
fatica la tensione 1 mm nello spessore
nella direzione in cui si prevede si
propaghi la cricca ed utilizza la curva
di resistenza FAT 100.
Si rende necessaria una mesh relativamente fine, avente elementi di
dimensione pari ad 1 mm o inferiore.
I modelli di calcolo, costruiti con
elementi solidi ad 8 nodi, sono illustrati nella Figura 10 ed il risultato in
termini di fattore di concentrazione
delle tensioni è riportato nella Tabella
2 e Tabella 3. A differenza di quanto
suggerito in [16], è stata utilizzata la
prima tensione principale invece della
componente longitudinale di tensione
che fornisce un valore inferiore di SCF
(contropezza, SCF = 1.48; Variante 3,
SCF = 1.64) poiché non considera gli
effetti del campo di tensione legato
all’asimmetria del profilo e alle tensioni di taglio nel caso di profilo in
flessione.
Applicare questo metodo ai giunti in
esame implica due approssimazioni:
184 5LYLVWD,WDOLDQDGHOOD6DOGDWXUDQ0DU]R$SULOH
i giunti in esame sono assimilati
al giunto cruciforme considerato
da Xiao e Yamada in [16];
effettuare un calcolo con carico
di flessione e non di sola trazione
come nel caso proposto da XiaoYamada per il giunto con contropezza.
Approccio della tensione di
intaglio (notch stress)
L’approccio della tensione di intaglio
utilizza la tensione di picco elastico valutata in un intaglio con raggio di raccordo fittizio pari a 1 mm
come proposto da Radaj, [3]. L’IIW ha
recentemente pubblicato una guida per
l’applicazione del metodo mediante
l’utilizzo di metodi numerici, [5].
I modelli ad elementi finiti utilizzati in
precedenza sono stati raffinati localmente in modo da ottenere al piede
del cordone di saldatura un raggio di
raccordo pari a 1 mm come mostrato
nella Figura 11. Come suggerito in [5],
sono stati utilizzati almeno 3 elementi con funzione di forma quadratica
lungo il raggio di raccordo, ovvero
elementi di dimensione pari o inferiore
a 0.25 mm. Per il giunto con contropezza, il fattore di concentrazione
della tensione (principale) è pari a
4.61. Utilizzando la curva di resistenza suggerita in [5], ovvero FAT 225,
lo SCF target derivato è pari a 5.0
essendo la resistenza a fatica ottenuta
dalla prove pari a FAT 45, quindi il
calcolo risulterebbe non conservativo.
&05L]]RH:)ULFNH9HULÀFDDIDWLFDGLJLXQWLGLSURÀODWLDEXOERPHGLDQWHDSSURFFLORFDOL
Occorre tuttavia considerare anche in
questo caso disallineamenti ed irregolarità del cordone che diminuiscono la
resistenza a fatica, rendendo la stima
sostanzialmente aderente ai risultati
sperimentali. Per la Variante 3, il fattore di concentrazione della tensione
(principale) è pari a 4.50. Utilizzando
la curva di resistenza suggerita in [5],
ovvero FAT 225, lo SCF target è pari a
3.21 essendo la resistenza a fatica ottenuta dalle prove pari a FAT 70, quindi
il calcolo risulta conservativo. Si deve
notare come il valore della concentrazione di tensione dipenda anche
dalla geometria della mesh e dalla
dimensione e tipologia di elemento.
Per dettagli tridimensionali di geometria relativamente complessa risulta
piuttosto oneroso in termini di tempo
raffinare la mesh in modo adeguato al
piede del cordone di saldatura dove si
vuole valutare la tensione di intaglio.
4. Discussione
E’ opportuno notare che i dati sperimentali utilizzati come termine di
paragone per le analisi numeriche
derivano da prove in grande scala di
strutture saldate relativamente diverse:
i modelli provati in Italia, di maggiori
dimensioni, presentano le irregolarità
tipiche della costruzione navale sia
in relazione ai disallineamenti sia in
relazione ai difetti del cordone di
saldatura, mentre i modelli provati in
Germania sono stati costruiti per le
prove di laboratorio e, pur in scala
reale, presentano un minor livello di
imperfezioni.
Considerando quanto prescritto in [3]
circa i disallineamenti (§3.8.2, p.99),
si può affermare che nel caso di giunto
con contropezza si hanno sia disallineamenti angolari sia assiali i cui effetti
devono essere sommati e riducono la
resistenza a fatica fino al 25%, cui si
devono ancora aggiungere gli effetti
dei difetti del cordone di saldatura.
D’altra parte il numero delle prove è
appena sufficiente per l’analisi statistica dei dati sperimentali nel primo
caso (12 prove) mentre può dirsi non
completamente sufficiente nel secondo caso. Infatti solo 5 delle 7 prove
possono essere incluse nell’analisi,
TABELLA IV - (* include tutte le 7 prove, a = rispetto a FAT 100, b = rispetto a FAT 90)
Analisi statistica prove
Dati
sperimentali
Deviazione
standard
normalizzata
St. Dev. = 0.20
Contropezza
Variante 3
N (PS = 50%)
4
1.7 x 10
6.1 x 105
V (PS = 50%)
345 MPa
126 MPa
TN (St. Dev.)
1:5.88 (0.30)
1:1.93 (0.11*)
N (PS = 97.7%)
2 x 106
2 x 106
V (PS = 97.7%)
52 MPa
63 MPa
TN
1:3.25
SCF target
1.74 (1.93 )
b
come accennato in precedenza, e fra
queste ultime soltanto 3 hanno evidenziato chiaramente la propagazione
della cricca iniziale a partire dal piede
del cordone di saldatura, [11].
Seguendo quanto riportato in [1] (§2.2,
p. 17-29), è possibile rianalizzare statisticamente i dati sperimentali utilizzando una deviazione standard “normalizzata” pari ad esempio a 0.2 sulla vita a
fatica (TN = NA90%: NA10% = 1:3.25) in
modo da poter confrontare meglio i
dati disponibili, mitigando la notevole dispersione di quelli italiani
e la ridotta dispersione dovuta alle
poche prove disponibili di quelli tedeschi. La Tabella 4 riporta la resistenza
a fatica ottenuta nelle prove sperimentali con probabilità di sopravvivenza pari al 50% V (PS = 50%) ed
il corrispondente numero di cicli N
(PS = 50%), ovvero i valori medi della
banda di dispersione delle prove,
e la resistenza a fatica a 2 milioni di
cicli con probabilità di sopravvivenza
PS pari al valor medio meno due volte
la deviazione standard, V (PS = 97.7%)
o FAT, utilizzando la deviazione standard normalizzata come accennato.
E’ inoltre indicato il corrispondente
valore target di SCF l’approccio della
tensione strutturale.
I dati sperimentali analizzati in questo
modo appaiono ora in miglior accordo
con le stime numeriche.
Con riferimento all’approccio della
tensione strutturale, è stato evidenziato che è opportuno considerare il
dettaglio con contropezza di tipo “b”,
come la Variante 3. Considerando i
disallineamenti e la difettologia di
saldatura si può affermare che i dati
1:3.25
a
1.59a
sperimentali sono in linea con quelli calcolati. L’asimmetria del profilo
rispetto alla contropezza contribuisce ad aumentare la concentrazione
di tensione e probabilmente sarebbe
anche opportuno considerare la tensione principale invece della componente
longitudinale, come suggerito per l’approccio Xiao-Yamada. Il metodo della
tensione strutturale è relativamente
conservativo per la Variante 3 rispetto
ai dati sperimentali, di cui si è discusso in precedenza. Non è stata notata in
questo caso la differenza fra la stima
dello SCF con mesh rada e mesh fine
citata in [17] e [18] per dettagli simili.
Per il metodo della tensione di intaglio
si deve evidenziare la difficoltà nella
costruzione del modello con raggio di
raccordo di 1 mm al piede del cordone
di saldatura per geometrie complesse
come quelle in esame.
5. Conclusioni
La presente memoria ha riesaminato
i dati di prove sperimentali eseguite in passato presso il Laboratorio
Strutture Navali dell’Università di
Genova e dall’Institute of Ship Structural Design and Analysis della Hamburg University of Technology con
lo scopo di verificare l’applicazione
degli approcci locali di verifica della
resistenza a fatica delle strutture saldate recentemente codificati da alcuni
documenti dell’IIW e nei regolamenti
delle società di classificazione.
E’ stato evidenziato come per un
giunto saldato tipico della costruzione navale non sia possibile per tutte
5LYLVWD,WDOLDQDGHOOD6DOGDWXUDQ0DU]R$SULOH 185
&05L]]RH:)ULFNH9HULÀFDDIDWLFDGLJLXQWLGLSURÀODWLDEXOERPHGLDQWHDSSURFFLORFDOL
le varie configurazioni applicare gli
approcci locali, se si esclude quello
dell’analisi della propagazione della
frattura, il quale tuttavia comporta
un notevole onere computazionale e
risultati fortemente legati alla qualità
dei dati di input. In pratica è stato
possibile applicare gli approcci locali
solo per le configurazioni che, oltre ai
profilati da collegare, includono anche
un elemento di giunzione (contropezza o Variante 3).
Un’adeguata analisi statistica dei dati
delle prove e la successiva correzione per considerarne la dispersione
ha consentito di ottenere una stima
relativamente plausibile per i fattori
di concentrazione delle tensioni (SCF)
da considerare come target per le
simulazioni numeriche.
I calcoli numerici, eseguiti in accordo ai suggerimenti dei documenti
dell’IIW e disponibili in letteratura
scientifica, sono in buon accordo con
i target ricavati dai dati sperimentali a
disposizione, anche se occorre segnalare che in taluni casi si possono avere
valutazioni non conservative e che
l’esperienza ed il giudizio dell’analista rimangono fondamentali per una
corretta impostazione del calcolo ed
interpretazione dei risultati.
Nell’analisi dei risultati numerici sono
state evidenziate alcune discrepanze
rispetto a quanto suggerito dall’IIW
ed in [16], in particolare relativamente alla componente di tensione da
utilizzare nella verifica. In effetti, le
geometrie in esame risultano piuttosto
complesse anche in relazione all’asimmetria del campo di tensione ed
alcuni degli approcci locali esaminati
risultano di difficile applicazione. In
conclusione, si deve sottolineare come
risultino necessarie prove sperimentali, anche in grande scala, non solo
per validare ma anche per impostare
in modo corretto le analisi numeriche.
Ringraziamenti
Il presente lavoro è stato eseguito
nell’ambito di un progetto di ricerca
congiunto finanziato dalla fondazione
tedesca Alexander Von Humboldt.
I modelli FEM del dettaglio con contropezza per l’approccio della tensione
strutturale sono stati preparati dall’Ing.
G. Notaro per la tesi di laurea.
This work has been carried out in the
framework of a cooperation exchange
project funded by the Alexander Von
Humboldt Stiftung, Germany.
%LEOLRJUDÀD
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[12] Fricke W., Feltz O., Paetzold H., Rizzo C., Casuscelli F., (2010). Deliverable D 3.4 for months 37-72 MARSTRUCT EU Network of Excellence on Marine Structures, Project Nº: FP6-PLT-506141, Contract Nº.: TNE3CT-2003-506141, http://www.mar.ist.utl.pt/marstruct/
[13] Germanisher Lloyd, (2010). GL Rules & Guidelines, Hamburg (www.gl-group.com)
[14] Notaro G., 2007. Local approaches to estimate the fatigue life of welded structural details, Msc Thesis, Tutors:
Rizzo C.M., Garbatov Y., DINAV Univ. of Genova (Italy)
[15] Casuscelli F., Notaro G. Rizzo C.M., Codda M. (2007). An application of the hot spot stress approach to a
complex structural detail, Proc.s IMAM 2007, The International Congress of International Maritime Association of the Mediterranean, 2-6 September 2007, Varna, Bulgaria, ISBN 978-0-415-45523-7
[16] Xiao Z.G., Yamada K. (2004). A method of determining geometric stress for fatigue strength evaluation of steel
welded joints. Int. J. Fatigue 26,1277-1293
[17] Fricke W., Kahl A. (2007). Local Stress Analysis of Welded Ship Structural Details under Consideration of the
Real Weld Profile, Proc.s PRADS 2007, 10th Int. Symp. Practical Design of Ships and Other Floating Structures, Houston, Texas, United States of America
[18] Fricke W., Paetzold H., Rörup J. (2010). Fatigue strength of stiffener end connections: a comparative study of
bulb flats and angle bars. Proc.s PRADS 2010, 11th Int. Symp. Practical Design of Ships and Other Floating
Structures, Rio de Janeiro, RJ, Brazil
Cesare Mario RIZZO ha conseguito la Laurea in Ingegneria Navale ed il Dottorato di Ricerca in Discipline Progettuali
Navali e Nautiche presso l’Università di Genova; è attualmente ricercatore presso il DINAEL dell’Università di Genova
afferendo al settore scientifico disciplinare “Costruzioni ed impianti navali e marini”. Tra l’altro, si occupa delle prove
sperimentali in grande scala ed al vero presso il Laboratorio Strutture Navali del DINAEL.
Ha partecipato a vari progetti di ricerca sulle strutture navali e recentemente la fondazione Alexander Von Humboldt
gli ha finanziato un progetto di ricerca sulla fatica delle strutture navali in cooperazione con la Hamburg University of
Technology. E’ membro di varie associazioni e comitati tecnico-scientifici.
E’ docente dei corsi di Costruzioni Navali per i corsi di Laurea e Dottorato in Ingegneria Navale ed Ingegneria Nautica
dell’Università di Genova e dell’Accademia Navale di Livorno.
E’ autore di oltre 70 pubblicazioni scientifiche e di alcune pubblicazioni di carattere didattico utilizzate nei corsi di Laurea.
Wolfgang FRICKE è attualmente Direttore dell’Institute of Ship Structural Design and Analysis della Hamburg University
of Technology (TUHH). Ha conseguito la Laurea in Ingegneria Navale nel 1974 studiando presso le università di Hannover
ed Amburgo (Germania) ed il Dottorato di Ricerca nel 1985, dopo aver lavorato per 5 anni presso il cantiere navale
Thyssen Nordseewerke di Emden (Germania).
Dal 1986 al 2000 ha lavorato presso la società di classificazione Germanisher Lloyd ad Amburgo, partecipando a numerosi
progetti di ricerca e sviluppando, tra l’altro, i regolamenti per le verifiche a fatica delle strutture navali.
Successivamente è diventato professore di costruzioni navali presso TUHH, occupandosi oltre che dei corsi curricolari,
di numerosi progetti di ricerca nazionali ed internazionali. E’ membro di svariate associazioni e comitati tecnici ed
attualmente è il Chairman dello Standing Committee dell’International Ship and Offshore Structures Congress 2012.
Ha pubblicato più di 150 lavori tra i quali i libri “Fatigue Assessment of Welded Joints by Local Approaches” e “Fatigue
Analysis of Welded Components – Designer’s Guide to the Hot-Spot Stress Approach” per Woodhead Publishing.
5LYLVWD,WDOLDQDGHOOD6DOGDWXUDQ0DU]R$SULOH 187
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DNV OS-F101
F. Bragotto *
G. Cataldo *
G. Didonna *
Sommario6XPPDU\
Nell’ultimo decennio il controllo con ultrasuoni automatici
(AUT) ha gradualmente sostituito la radiografia come metodo d’ispezione standard sulle saldature circonferenziali
delle condotte offshore ed onshore.
L’utilizzo di criteri di accettabilità basati sulla meccanica della frattura, al posto dei cosiddetti criteri di “good
workmanship”, ha comportato non solo la necessità di valutare il difetto in termini di altezza e profondità, ma di
misurare anche l’efficacia del sistema AUT nel garantire,
con un prestabilito livello di confidenza statistica e di ripetibilità, che indicazioni di altezza critica per l’integrità
della condotta siano rilevate e dimensionate. Ad oggi lo
standard più completo in materia di controlli AUT è il
codice DNV OS-F101 (Det Norske Offshore Standard
OS-F101: Submarine Pipeline Systems), il quale attraverso
la DNV-RP-F118 (Pipe Girth Weld AUT System Qualification and Project Specification Procedure Validation) fissa
le linee guida per qualificare un sistema AUT per l’ispezione di saldature circonferenziali di condotte offshore.
Il presente articolo riassume la metodologia di lavoro seguita nell’ultima qualificazione DNV del sistema AUT
Saipem (2011) con i principali risultati conseguiti.
Fitness for Service), in lieu of “good workmanship” criteria, requires the need to evaluate not only the flaws in
terms of vertical height and depth, but to measure the AUT
system capability in order to assure that flaws with critical
height for the integrity of the pipeline can be detected and
sized with a certain statistical confidence and with repeatability. As regards the AUT inspection today the most complete standard is the DNV OS-F101 code (Det Norske Offshore Standard OS-F101: Submarine Pipeline Systems),
which states the guidelines to qualify an AUT system for
the inspection of submarine pipeline girth welds by the
DNV-RP-F118 (Pipe Girth Weld AUT System Qualification
and Project Specification Procedure Validation).
The Saipem AUT system has been qualified different times
in compliance to DNV code by detailed qualification programs aimed to evaluate statistically the system capability in order to detect flaws with small dimensions in line
of progressively stricter acceptance criteria. This process
and the decennial experience in performing this inspection
technique has allowed ambitious pipeline design in terms
of loads and installation criticalities with consequent
advantages on aggressive markets like the offshore market.
In the last decade the AUT (Automated Ultrasonic Inspection) technique has gradually replaced the radiographic
inspection as standard inspection method on the girth
welds of offshore and onshore pipelines.
The use of acceptance criteria based on the fracture mechanics (ECA, Engineering Critical Assessment or FFS,
IIW Thesaurus Keywords:
(°) Memoria presentata al Convegno “La saldatura nella fabbricazione e nella
manutenzione di oleodotti e gasdotti in acciaio: come stanno cambiando
processi, materiali, tecnologie e normative”. Milano, 22 Marzo 2012
* Saipem SpA - San Donato Milanese (Mi)
Automatic control; circumferential welds; GMA welding;
marine environment; nondestructive testing; Norway; offshore structures; pipeline steels; pipelines; process qualification; recommendations; submerged arc welding; ultrasonic testing.
Rivista Italiana della Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2012 189
)%UDJRWWRHWDO4XDOLÀFD]LRQHGLXQVLVWHPDGLFRQWUROORXOWUDVRQRURLQDFFRUGRDOOH5DFFRPDQGD]LRQLGHO&RGLFH'1926)
La qualificazione è stata condotta in
accordo alle richieste della normativa
DNV OS-F101 [1] ed alle Raccomandazioni della DNV RP-F118 [2].
3URJUDPPDGLTXDOLÀFD]LRQH
Introduzione
Il sistema AUT Saipem (Olympus
PipeWizard V4) è stato soggetto ad
un processo di qualificazione al fine
di stabilire la performance generale
del sistema ad ultrasuoni automatici
(Automated Ultrasonic Testing - AUT)
nell’ispezione di saldature circonferenziali.
Il programma è stato indirizzato al
controllo delle configurazioni del cianfrino utilizzate tipicamente nell’installazione (Fig. 1, J-bevel) e nella prefabbricazione (Fig. 2, X-bevel) delle
condotte offshore ed onshore.
La performance del sistema è stata valutata principalmente in termini di:
r capacità di rilevare indicazioni di
dimensione minima, compatibili
con i restrittivi criteri d’accettabilità richiesti sulle condotte soggette a molteplici carichi (installazione, esercizio, fatica);
r accuratezza nel dimensionamento
in altezza dell’indicazione rilevata.
Il sistema AUT è progettato per l’ispezione delle saldature circonferenziali
attraverso la tecnica pulse-echo (incluso il metodo tandem) con l’utilizzo di
sonde Phased Array (PA), supportata
dalla tecnica TOFD (Time of Flight
Diffraction). Tale ispezione è basata
principalmente sull’approccio “zonal
discrimination”, ovvero sulla divisione
della saldatura in zone di altezza massima 3 mm ed ispezione delle stesse
attraverso fasci ultrasonori focalizzati.
Tipicamente si distinguono le zone di
superficie (radice - root ed ultima passata di saldatura - cap) e le zone del
riempimento della saldatura (fill).
Un blocco di calibrazione progettato
sul cianfrino da ispezionare e contenente riflettori di dimensione nota in
posizioni dove la difettologia è attesa
(con copertura 100% dell’intera saldatura) è realizzato per la calibrazione su
ogni tipo di materiale, diametro spessore e procedura di saldatura.
L’accuratezza di fabbricazione del
blocco e dei suoi riflettori richiede lavorazioni ad elettroerosione, onerose
e lunghe ma inevitabili, visto che la
Figura 1 – Tipica configurazione J-bevel
190 5LYLVWD,WDOLDQDGHOOD6DOGDWXUDQ0DU]R$SULOH
qualità del blocco è condizione irrinunciabile per la bontà e l’affidabilità
dell’ispezione AUT. Il programma di
qualificazione ha previsto tre macroattività:
r test di ripetibilità del sistema
d’ispezione;
r test di temperatura;
r test di affidabilità nel dimensionamento delle indicazioni.
Test di ripetibilità
Per verificare la ripetibilità del sistema
d’ispezione nelle condizioni operative
5G e 2G, le seguenti attività sono state
eseguite:
r 10no. scansioni sul blocco di calibrazione ad ore 12 in posizione 5G;
r 10no. scansioni sul blocco di calibrazione ad ore 6 in posizione 5G;
r 10no. scansioni sul blocco di calibrazione in posizione 2G;
r 3no. scansioni su una saldatura
difettosa con la banda AUT sistemata nella posizione nominale;
r 3no. scansioni su una saldatura difettosa con la banda AUT sistemata con uno scostamento di -1,0 mm
rispetto alla posizione nominale;
r 3no. scansioni su una saldatura
difettosa con la banda AUT sistemata con uno scostamento di
+1,0 mm rispetto alla posizione
nominale.
Figura 2 – Tipica configurazione X-bevel
)%UDJRWWRHWDO4XDOLÀFD]LRQHGLXQVLVWHPDGLFRQWUROORXOWUDVRQRURLQDFFRUGRDOOH5DFFRPDQGD]LRQLGHO&RGLFH'1926)
Figura 3 – Test di ripetibilità sul blocco di calibrazione (ore 12) in posizione 5G
I test di ripetibilità hanno dimostrato
una buona consistenza nella sequenza
delle scansioni: le deviazioni rispetto
alla calibrazione nominale sono risultate ampiamente all’interno dell’intervallo ± 2 dB (come mostrato dalla
Figura 3).
I test di ripetibilità eseguiti sulla saldatura difettosa con la banda
scostata rispetto alla posizione nominale (±1,0 mm) hanno dimostrato
deviazioni sull’ampiezza (A-scan) dei
riflettori, imputati alla rilevazione delle indicazioni selezionate, all’interno
dell’intervallo ± 2 dB (come mostrato
dalla Figura 4).
Figura 4 – Test di ripetibilità (band offset)
sulle 8no. indicazioni selezionate sulla saldatura difettosa
Test di temperatura
r
Per verificare che la performance
dell’ispezione non sia influenzata dalla
differenza di temperatura tra il blocco
di calibrazione e la saldatura (visto che
in offshore la tempistica è estremamente critica e si cerca di ispezionare
la saldatura alla massima temperatura
a cui il sistema AUT è documentato
affidabile, mantenendo il blocco di calibrazione a temperatura ambiente), è
stato effettuato un test di temperatura
come segue:
r scansione del blocco di calibrazione
mantenuto a temperatura ambiente;
1no. scansione di una saldatura difettosa;
r riscansione del blocco di calibrazione mantenuto a temperatura
ambiente;
r 15no. scansioni consecutive della
stessa saldatura difettosa riscaldata almeno a 90 °C tra una scansione e l’altra. Ogni scansione è preceduta e seguita da una scansione
sul blocco di calibrazione mantenuto a temperatura ambiente.
Tale sequenza è considerata rappresentativa delle condizioni operative
offshore. Le deviazioni delle massime
ampiezze (A-scan) rilevate nei riflettori imputati alla rilevazione delle 7no.
indicazioni in oggetto sono risultate
all’interno dell’intervallo ± 2 dB rispetto alla scansione eseguita a temperatura ambiente (come mostrato nella
Figura 5).
7HVWGLDIÀGDELOLWj
Figura 5 – Test di temperatura sulle 7no. indicazioni selezionate sulla saldatura difettosa
I test di affidabilità hanno previsto:
r la produzione di 16 saldature (con
preparazioni a J) con difetti tipici del procedimento di saldatura
GMAW;
r la produzione di 15 saldature (con
preparazioni a X) con difetti tipici del procedimento di saldatura
SAW;
r l’ispezione AUT delle 31 saldature difettose scansionate in senso
orario ed anti-orario con relativo
dimensionamento eseguito da 2
5LYLVWD,WDOLDQDGHOOD6DOGDWXUDQ0DU]R$SULOH 191
)%UDJRWWRHWDO4XDOLÀFD]LRQHGLXQVLVWHPDGLFRQWUROORXOWUDVRQRURLQDFFRUGRDOOH5DFFRPDQGD]LRQLGHO&RGLFH'1926)
Figura 6 – Preparazione J - Curva PoD generale
Figura 7 – Preparazione X - Curva PoD generale
operatori indipendenti;
ispezione delle 31 saldature difettose con metodi CND convenzionali (radiografia, ultrasuoni manuali ed ispezione visiva);
r comparazione delle ispezioni
AUT - RT - MUT - VT e conseguente selezione di 120 indicazioni per il processo GMAW e 95
per il processo SAW da sezionare
attraverso delle macro per misurare la massima altezza e la relativa
profondità.
Il codice DNV [1] richiede la produzione di saldature che contengano
difetti rappresentativi del processo di
saldatura adoperato. Nel dettaglio per
il processo GMAW (preparazione a J)
r
sono stati richiesti almeno :
r 29 indicazioni nell’area della root
(prima passata);
r 29 indicazioni nell’area della hot
pass (seconda passata);
r 29 indicazioni giacenti sui lembi del cianfrino nell’area dei fill
(riempimento della saldatura);
r 29 indicazioni nel cap;
r 2 inclusioni di rame;
r 2 nidi di porosità (cluster porosity);
r 2 mancate fusioni tra le passate
(inter-run LOF).
Per il processo SAW (preparazione ad
X) sono richiesti:
r 29 indicazioni nell’area del cap
interno (ID area);
r 29 indicazioni nell’area della pe-
192 5LYLVWD,WDOLDQDGHOOD6DOGDWXUDQ0DU]R$SULOH
netrazione al vertice (cross penetration);
r 29 indicazioni nell’area del cap
esterno (OD area);
r 2 inclusioni di rame;
r 2 nidi di porosità (cluster porosity).
In accordo al codice DNV [1], è stata calcolata la curva PoD (Probability
of Detection) come principale misura
di affidabilità del sistema d’ispezione
AUT. Lo scopo della curva in oggetto
è valutare la più piccola indicazione
(in termini di altezza) che il sistema
è capace di rilevare con una rilevanza
statistica prestabilita. L’indicazione
minima deve ovviamente essere compatibile con le dimensioni del difetto
critico stimate da un approccio ECA
(Engineering Criticality Assessment)
sulla base del procedimento di saldatura utilizzato e dei carichi previsti.
Nell’ispezione AUT la PoD si basa
sulla totalità delle indicazioni rilevate
in quanto generanti una risposta ultrasonora di entità superiore ad una determinata soglia (il cosiddetto threshold)
e sulle indicazioni perse (poiché inferiori a tale soglia).
Il livello di confidenza dà un’indicazione dell’affidabilità dei risultati: il
95% di confidenza garantisce che 95
volte su 100 il test non dia una curva
PoD più bassa di quella calcolata.
Un’altezza dell’indicazione rilevata al
90% della PoD con un livello di confidenza del 95% è considerato il target per definire affidabile l’ispezione
AUT per quella dimensione di difetto.
Riguardo alla tipologia, un approccio
di questo tipo considera tutti i difetti come planari (secondo il principio
ECA).
La Figura 6 mostra la curva PoD generale ottenuta sulle 120 osservazioni
indipendenti collezionate sull’ispezione AUT della preparazione a J, saldata
attraverso il metodo GMAW.
L’altezza dell’indicazione corrispondente al 90% della curva PoD con un
livello di confidenza pari al 95% è pari
a 0,8 mm. La Figura 7 mostra la curva PoD generale ottenuta sulle 95 osservazioni indipendenti collezionate
sull’ispezione della preparazione ad
X, saldata attraverso il metodo SAW.
L’altezza dell’indicazione corrispondente al 90% della curva PoD con un
livello di confidenza pari al 95% è pari
)%UDJRWWRHWDO4XDOLÀFD]LRQHGLXQVLVWHPDGLFRQWUROORXOWUDVRQRURLQDFFRUGRDOOH5DFFRPDQGD]LRQLGHO&RGLFH'1926)
Figura 9 – Preparazione X - Inaccuratezza
nel dimensionamento dell’altezza
Figura 8 – Preparazione J - Inaccuratezza
nel dimensionamento dell’altezza
a 0,6 mm. Come riportato nel paragrafo precedente, il sistema AUT deve
dimostrare di rilevare affidabilmente
la più piccola indicazione accettabile in relazione allo specifico criterio
di accettabilità. In accordo al codice
DNV [1] l’accuratezza è data dall’altezza dell’indicazione per la quale ho
una probabilità di sottodimensionare
(undersizing) la stessa inferiore al 5%.
La valutazione dell’accuratezza nel dimensionamento dell’altezza è eseguita comparando il valore rilevato dagli
AUT con quello massimo misurato
nelle macro (sezioni trasversali della
saldatura con lucidatura della superficie e conseguente attacco) eseguite attorno la posizione presunta di massimo
rilevata dagli AUT. L’inaccuratezza è
misurata come differenza tra il valore
rilevato dagli AUT e quello effettivamente misurato dalle macro.
L’inaccuratezza è considerata generalmente distribuita normalmente ed
il 5% è appunto ricavato dalla coda di
tale distribuzione. La Figura 8 mostra
i risultati ottenuti plottando il dimensionamento degli AUT contro quello
Figura 10 – Esempio di criterio di accettabilità AUT
misurato nelle macro in relazione alle
120 osservazioni selezionate sull’ispezione della preparazione a J (GMAW).
La media delle singole inaccuratezze
è pari circa a 0,1 mm, mentre l’accuratezza pari al 5% di undersizing è
-0,27 mm, cioè rispetto a tale valore
c’è una probabilità più bassa del 5% di
sottodimensionare l’indicazione.
La Figura 9 mostra i risultati ottenuti
attraverso le 95 osservazioni selezionate sull’ispezione della preparazione
ad X (SAW). La media delle inaccuratezze è pari circa a 0,1 mm, mentre
l’accuratezza pari al 5% di undersizing
è -0,13 mm.
Sia la PoD che l’accuratezza nel dimensionamento delle indicazioni sono
parametri che devono essere utilizzati
in relazione allo specifico criterio di
accettabilità da applicare, generalmente ricavato da un’ECA.
Come precedentemente affermato la
curva PoD rappresenta una descrizione
statistica dell’abilità del sistema AUT
nella rilevazione di indicazioni di una
certa altezza; quindi l’obiettivo della
valutazione della PoD è documentare se il sistema in oggetto è capace o
meno di valutare in maniera affidabile indicazioni di dimensione critica in
relazione alla specifica accettabilità da
applicare.
Perciò è importante che l’altezza pari
al 90% della PoD con un livello di
confidenza pari al 95% sia comparabile all’altezza più piccola accettabile
5LYLVWD,WDOLDQDGHOOD6DOGDWXUDQ0DU]R$SULOH 193
)%UDJRWWRHWDO4XDOLÀFD]LRQHGLXQVLVWHPDGLFRQWUROORXOWUDVRQRURLQDFFRUGRDOOH5DFFRPDQGD]LRQLGHO&RGLFH'1926)
dall’ECA da applicare.
Lo scopo del valore di accuratezza calcolato come undersizing è correggere
l’altezza derivata dall’ECA per garantire che tutte le indicazioni che superino il più piccolo valore di altezza accettabile siano rigettate.
Esempio: se per una determinata lunghezza la più piccola altezza accettabile per l’ECA è pari ad un’altezza di
1,0 mm e la nostra inaccuratezza nel
sottodimensionare le indicazioni è pari
a 0,3 mm, la più piccola altezza accettabile per gli AUT diverrà 0,7 mm (pari
a 1,0 mm – 0,3 mm). In termini di PoD
il sistema risulterà qualificato per tale
ispezione se l’altezza relativa al 90%
della curva PoD con il 95% di livello
di confidenza è pari almeno a 1,0 mm.
La Figura 10 mostra la curva dell’ECA
corretta dall’accuratezza del metodo
d’ispezione AUT ed un esempio di accettabilità conseguente.
Conclusioni
I dati documentati dalla qualificazione
DNV sono considerati validi per l’ispezione AUT di condotte in acciaio al
carbonio, le cui saldature circonferenziali sono preparate con cianfrini a J,
X o misti (J and X). Variazioni negli
angoli del cianfrino, negli spessori o
diametri da ispezionare all’interno di
un determinato intervallo non sono
considerate variabili essenziali e quindi non necessitano di una ri-qualifica
della metodologia d’ispezione. In questa specifica qualificazione, l’utilizzo di
saldature di diverso diametro (da 20” a
48”) e spessore (da 15,9 mm a 41,0 mm)
ha consentito di poter qualificare il sistema ad ampio spettro. In particolare
tale programma ci consentirà nel prossimo futuro di validare il sistema AUT
sulle richieste dello specifico progetto,
al fine di verificare che siano garantiti
%LEOLRJUDÀD
[1] Det Norske Veritas Offshore Standard OS-F101: Submarine Pipeline
Systems (DNV OS-F101).
[2] Det Norske Veritas Recommended Practice RP-F118: Guidelines for
Pipe Girth Weld Automatic Ultrasonic Testing - Qualification, October
2010.
i target documentati durante il processo di qualificazione. L’importanza di
avere un sistema di elevata capacità
di rilevazione e dimensionamento di
piccole discontinuità in maniera ripetibile consente oggi di poter pensare a
design ambiziosi e complessi. In ambiti critici, quali scenari di carichi d’installazione, esercizio e fatica con fluidi
anche fortemente corrosivi, l’affidabilità del sistema di controllo diventa
requisito fondamentale per progettare
giunti saldati che garantiscano determinate caratteristiche meccaniche e
metallurgiche. Il trend attuale prevede la progettazione di condotte di alto
diametro e spessore, nonché l’impiego
di materiali esotici la cui risposta ultrasonora è di difficile interpretazione.
In questo ambito il goal è ottenere risultati similari a quelli riscontrati in
tale qualificazione che consentano di
poter installare e mettere in opera infrastrutture sottomarine con notevole
livello di affidabilità.
Naturalmente tali risultati possono
essere garantiti non solo grazie ad un
potente sistema d’ispezione, ma anche
e soprattutto grazie all’abilità del personale AUT (interpreti, supervisori),
consolidata attraverso una decennale
esperienza maturata in laboratorio a
progettare e qualificare set-up d’ispezione ed in campo di fronte alle reali
esigenze operative.
Filippo BRAGOTTO, graduated engineer (Materials) at the Università degli Studi di Padova in 2003.
From 2004 employee of Saipem in the Welding / Materials / NDT Department as NDT engineer.
From 2008 nominated as technical reference for NDT engineering in Saipem Corporate. Provided NDT coordination
and engineering services for many Saipem projects (i.e Nord Stream) for conventional NDT methods and advanced
UT techniques: AUT on pipelines girth welds, TOFD and Phased Array Techniques.
Level 3 according to ISO 9712 / EN 473 in UT, RT, MT and PT and IWI-C.
Giuseppina CATALDO, graduated engineer (Università degli Studi di Palermo) on 1995.
Since 2001 in Saipem S.p.A. WELD Department, first covering the role of NDT Engineer and Coordinator, then
progressively involved in Welding and Material up to the actual role of Corporate Welding, NDT and Material
Manager. More than 10 years experience in sealine and pipeline projects performed by Saipem in deep and shallow
water, including SCRs and fatigue sensitive sealines and Corporate Reference for Saipem worldwide.
Level 3 according to ISO 9712 / EN 473 in UT, RT, MT and PT.
Giambattista DIDONNA, graduated mechanical engineer (Politecnico di Bari) in 2005.
From 2006 employee of Saipem SpA in the Welding, Material and NDT Dept. as NDT engineer.
In 2007 - 2009 NDT coordination and engineering services for conventional NDT methods on onshore projects
(pipeline, gas plant, offshore modules) in Nigeria.
From 2009 NDT coordination on Saipem flowline and SCR projects (i.e Jack Saint Malo, Big Foot, etc..) for
conventional NDT methods and advanced UT techniques (Automated UT and TOFD techniques).
Level 3 in RT, MT and PT and Level 2 in UT according to ISO 9712 / EN 473 and IWI-C.
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Panorama sulla normativa europea
per la qualita’ in saldatura (°)
F. Lezzi *
M. Buono
Sommario / Summary
Con riferimento ai contenuti della norma UNI EN ISO
9001-2008 “Sistemi di gestione per la qualità – Requisiti”
in questo articolo vengono principalmente prese in esame
quelle norme europee emesse dal Comitato Tecnico 121
“Welding” che hanno, secondo gli autori, maggiore rilevanza, sia per gli aspetti di trasversalità applicativa, indipendentemente dal prodotto, che per gli indirizzi tecnici in
esse evidenziati, ai fini del raggiungimento di un determinato livello di qualità in saldatura. Con analoghe motivazioni, vengono anche illustrate alcune norme di prodotto,
di non trascurabile importanza per la saldatura.
In reference to the contents of UNI EN ISO 9001-2008
(°) Memoria presentata alle Giornate Nazionali di Saldatura 6
Workshop: “Qualità, sicurezza, salute e ambiente nella fabbricazione
mediante saldatura”, Genova 26-27 Maggio 2011.
* Istituto Italiano della Saldatura – Genova.
“Quality management systems – Requirements”, this paper deals mainly with certain European standards, issued
by the Welding Technical Committee 121, deemed relevant
by the authors, both for their transversal applications and
technical requirements, in order to achieve an adequate level of welding quality.
Significant product standards are likewise taken into consideration because of their importance for proper welding.
IIW Thesaurus Keywords:
CEN; Europe; management; personnel qualification; process qualification; quality control; standards; UNI EN
ISO; welding; welding inspectors.
Rivista Italiana della Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2012 197
F. Lezzi e M. Buono - Panorama sulla normativa europea per la qualità in saldatura
1. Considerazioni preliminari
In una panoramica della normativa
sulla qualità applicata alla saldatura è
doveroso ricordare che il processo di
saldatura rientra nel novero dei processi di fabbricazione definiti dalle norme
della qualità come “processi speciali”.
Sono così definiti tutti quei processi
“nei quali la conformità del prodotto risultante non può essere prontamente verificata (ISO 9000:2005 p.to
3.4.1) da attività di monitoraggio o
misurazioni” e, di conseguenza, “le
carenze possono evidenziarsi solo
quando il prodotto è già in uso”
(p.to 7.5.2 ISO 9001:2008).
L’inconveniente è dovuto al fatto che
la tecnica analitica non è, a tutt’oggi,
ancora in grado di valutare in modo
esaustivo ed oggettivo che il prodotto
ottenuto (in questo caso il prodotto
saldato) sia effettivamente come lo si
desiderava ottenere.
L’importanza di tutto ciò è di per sé
molto evidente e può più semplicemente significare che il processo di
saldatura deve essere in qualche modo
tenuto sotto controllo, se si desidera
che non dia origine a prodotti non
qualitativamente corretti o conformi ai
requisiti richiesti.
2. La validazione di un processo
“speciale”
La ISO 9001 richiede per tutti i processi che rientrano nella suddetta cate-
goria l’applicazione della “validazione” definita (ISO 9000:2005 p.to 3.8)
come “la conferma, sostenuta/supportata da evidenze oggettive, che i requisiti relativi ad un utilizzo o ad un’applicazione sono stati soddisfatti”.
L’insieme sequenziale delle attività
che le aziende effettuano per dimostrare il raggiungimento dei requisiti
richiesti, sia nel prodotto intermedio
(qualora richiesto) che nel prodotto
finale, conduce, a questo punto, alla
definizione di parametri di processo,
con il cui utilizzo il processo stesso può essere tenuto sotto controllo.
Il processo è adesso “qualificato” e
rimarrà tale fino a che non subirà
cambiamenti nei soggetti più importanti che hanno partecipato alla sua
qualifica: macchine, personale, materiali base o di apporto, oltre alle
varie metodologie di processo e/o
di controllo, ecc. Se riferiamo i suddetti dati ad un processo di saldatura e verifichiamo quanto riportato
nella UNI EN ISO 3834 “Requisiti
di qualità per la saldatura per fusione
dei materiali metallici” troviamo che
quest’ultima non è altro che la naturale
estensione della ISO 9001, espressamente applicata a detto processo, da
considerare, nel suo senso più esteso,
comprensivo, oltre che del processo
che provoca la nascita del cordone
di saldatura, anche di quelli che ad
esso portano (acquisto di materiali,
controllo degli stessi, taratura di equipaggiamenti di controllo ecc.), o da
esso si dipartono (trattamenti termici,
controlli distruttivi o meno, ecc).
Il tutto fino alla consegna del prodotto
finale - il “prodotto saldato” - conforme ai requisiti prefissati, siano essi
tecnici che funzionali.
fusione dei materiali metallici.
Parte 2: Requisiti di qualità estesi
rivelano, ad un esame approfondito,
notevoli corrispondenze.
E’ sufficiente verificare gli “Indici”
delle due norme per accorgersi che
i loro sistemi di gestione, usati per
il raggiungimento/ottenimento della
qualità (del prodotto) desiderata, sono
del tutto equivalenti.
E’ doveroso ricordare che mentre la
ISO 9001 è relativa ai “requisiti di
carattere generale e previsti per essere
applicabili a tutte le organizzazioni”,
la 3834 - 2 “definisce i requisiti di
qualità completi per la saldatura per
fusione dei materiali metallici”.
La Tabella 1 (Corrispondenza tra gli
indici delle due norme) mostra l’equivalenza su menzionata e dimostra
(come anticipato nel precedente Paragrafo) che la ISO 3834 è da considerarsi come una specifica applicazione
della ISO 9001 per il processo di saldatura (al momento unica esistente in
Europa e nel mondo).
Non possiamo inoltre non rilevare
che anche nelle deroghe e/o esclusioni le due norme, almeno in parte, si
equivalgono: la norma specifica per
la saldatura propone requisiti più o
meno stringenti (3834 Parti 2, 3, 4) in
funzione delle esigenze e funzionalità
richieste per il prodotto finale e/o per
il cliente, così come la ISO 9001/08
accetta esclusioni, se pur limitate, ai
requisiti del Punto 7 (Realizzazione
del prodotto), “purché esse non abbiano influenza sulla capacità di fornire
un prodotto che soddisfi i requisiti del
cliente e quelli cogenti applicabili”.
3. Due norme diverse ma molto
simili
Il Comitato Tecnico 121 “Saldatura”
ha iniziato ad operare nella seconda
metà degli anni ‘80 ed ha emesso, ad
oggi, più di 300 norme, tutte di applicabilità trasversale ai prodotti.
Nel corso della sua prima riunione
(Copenhagen 2-3 Giugno 1987, dove
uno degli autori era presente come
Delegato Italiano) furono ratificate 13
Le due norme sopracitate:
r la UNI EN ISO 9001:2008 Sistemi di gestione per la qualità
- Requisiti;
r la UNI EN ISO 3834-2 - Requisiti di qualità per la saldatura per
198 Rivista Italiana della Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2012
4. Il Comitato Tecnico 121
“Welding” del CEN
F. Lezzi e M. Buono - Panorama sulla normativa europea per la qualità in saldatura
TABELLA I - Corrispondenza tra i paragrafi degli indici delle due norme
ISO 3834 - 2
ISO 9001:2008
Paragrafo
Testo
Riesame dei requisiti e riesame
tecnico
6
Subfornitura
7.4
Approvvigionamento
8
Personale addetto ad ispezioni e
prove
6.2
Risorse umane
9
Attrezzature
6.3
Infrastrutture
10
Saldatura e attività connesse
7.5.1
7.5.2
Tenuta sotto controllo della produzione
Validazione dei processi di produzione
11
Materiali di apporto e di saldatura
7.5.5
Conservazione del prodotto
12
Immagazzinamento dei materiali
base
7.5.5
Conservazione del prodotto
13
Trattamento termico dopo
saldatura
7.5.1
7.5.2
(vedi sopra)
14
Ispezioni e prove
8.2.3
8.2.4
Monitoraggio e misurazione dei processi
Monitoraggio e misurazione del prodotto
15
Non conformità ed Azioni
Correttive
8.3
Tenuta sotto controllo del prodotto non
conforme
16
Taratura e convalida di attrezzature
di misura, ispezione e prova
7.6
Tenuta sotto controllo delle apparecchiature di
monitoraggio e di misurazione
17
Identificazione e Rintracciabilità
7.5.3
Identificazione e Rintracciabilità
18
Documenti di attestazione della
qualità
4.2.3
4.2.4
Tenuta sotto controllo dei documenti
Tenuta sotto controllo delle registrazioni
Scopo: il Comitato TC/121 “Welding” ha come scopo la preparazione di norme nel campo della
saldatura e delle tecnologie connesse; tali norme includono pertanto la terminologia, le definizioni e la simboleggiatura delle
saldature, gli impianti e le attrezzature per la saldatura, i materiali
(gas, metalli base e metalli d’apporto), procedimenti di saldatura,
regole, metodi di prova e controlli, progettazione dei giunti saldati, qualificazione e/o formazione
del personale, salute e sicurezza,
escludendo le regole di sicurezza
elettrica in saldatura, già considerate da altro ente europeo, il
CENELEC/TC 26.
r
r
r
r
7.2.1
7.2.2
Testo
5
risoluzioni fra le quali meritano menzione:
r
Paragrafo
Determinazione dei requisiti relativi al prodotto
Riesame dei requisiti relativi al prodotto
Campo di applicazione: il campo
di applicazione dei documenti in
preparazione deve essere quanto
più generale possibile, indipendentemente dal tipo di costruzione saldata.
Costituzione del Gruppo di Lavoro 1, ora SC1, relativamente alla
qualifica dei procedimenti di saldatura.
Costituzione del Gruppo di Lavoro 2, ora SC2, relativamente alla
qualifica dei saldatori, sia dal
punto di vista pratico che teorico.
Armonizzazione internazionale: i
Gruppi di Lavoro 1 e 2 dovranno
riferirsi ai documenti ISO già in
fase di elaborazione, in particolare a quelli preparati dall’ISO
TC 44/SC10, per la qualifica dei
procedimenti, ed a quelli elaborati
dall’ISO TC 44/SC11, per la qua-
lifica dei saldatori; analogamente
tutti i successivi progetti di norma
dovranno il più possibile essere
riferiti a preesistenti documenti (o
in fase di elaborazione) dell’ISO.
r Il terzo Gruppo di Lavoro, ora SC3,
dovrà essere costituito in tempi
brevi per la preparazione delle
norme sui materiali d’apporto.
Da quanto sopra scritto, risultano evidenti alcuni concetti utili per capire le
priorità cronologiche dei work-items
dei diversi Gruppi di Lavoro: trattandosi di un processo “speciale” (che
richiede la disponibilità di personale
e procedure qualificati) si è partiti, per
rispondere alle esigenze del mercato,
con l’elaborazione delle norme di massima applicazione, e cioè quelle per la
qualificazione dei saldatori (norme
della serie EN 287, ora EN ISO 9606)
e dei procedimenti (norme della serie
Rivista Italiana della Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2012 199
F. Lezzi e M. Buono - Panorama sulla normativa europea per la qualità in saldatura
EN 288, ora EN ISO 15614) e, poco
dopo, quelle sui materiali d’apporto.
Solo più tardi, inizio anni ‘90, si elaborarono le norme relative ai “Coordinatori di Saldatura” (EN 719 ora EN
ISO 14731) ed ai requisiti di qualità
in saldatura, con la costituzione del
SC4 “Quality Management in the
field of welding”, che elaborò la
norma EN 729 ora EN ISO 3834.
Nel corso del 2010 il CEN ha provveduto ad una ristrutturazione dei
temi di progetti di norma o revisione
di norme, attualmente allocati al TC
121, sulla base della Tabella 2 (nella
terza colonna da destra è riportato
l’Ente Nazionale a cui è affidata la
segreteria). Come si può constatare i
due originari Gruppi di Lavoro SC1
“Specificazione e qualificazione delle
procedure di saldatura” e SC2 “Requisiti di qualificazione per il personale
di saldatura e processi affini”, sono
confluiti nel SC4 “Quality Management in the field of welding”; tale
decisione formalizza uno degli aspetti
caratteristici delle costruzioni saldate: la qualità di un prodotto saldato è
legata alla disponibilità di procedure preliminarmente validate ed alla
disponibilità di personale qualificato; come è stato precedentemente
anticipato tali concetti sono presenti
nella EN ISO 9001, relativamente ad
un generico processo “speciale” e la
EN ISO 3834 li evidenzia in modo
esplicito per la “saldatura”.
scono i requisiti relativi al contenuto
delle specifiche di saldatura (WPS), di
seguito indicate:
- UNI EN ISO 15609-1 - Saldatura
ad arco
- UNI EN ISO 15609-2 - Saldatura a
gas
- UNI EN ISO 15609-3 - Saldatura a
fascio elettronico
- UNI EN ISO 15609-4 - Saldatura a
fascio laser
- UNI EN ISO 15609-5 - Saldatura a
resistenza
e le norme che riguardano le modalità
per la loro qualificazione:
- UNI EN ISO 15607 - Generalità
- UNI EN ISO 15610 - Materiali di
apporto omologati
- UNI EN ISO 15611 - Esperienza
precedente
- UNI EN ISO 15612 - Procedure
unificate
- UNI EN ISO 15613 - Pre–produzione
qualificazione attraverso saggio di
prova:
- EN ISO 15614-1 - Acciaio, nichel
e sue leghe
- EN ISO 15614-2 - Alluminio e le
sue leghe
- EN ISO 15614-3 - Ghise
-
EN ISO 15614-4 - Fusioni d’alluminio e sue leghe
- EN ISO 15614-5 - Titanio, zirconio e loro leghe
- EN ISO 15614-6 - Rame e sue
leghe
- EN ISO 15614-7 - Riporti di saldatura
- EN ISO 15614-8 - Tubi alle piastre
tubiere
- UNI EN ISO 15614-9 - Iperbarica
umida
- UNI EN ISO 15614-10 - Iperbarica asciutta
- UNI EN ISO 15614-1 Laser e
fascio elettronico
- UNI EN ISO 15614-12 Resistenza
a punti
- UNI EN ISO 15614-13 Resistenza
di testa
Queste norme si riferiscono alla saldatura, ovunque tale processo venga
applicato.
Si adattano alle diverse caratteristiche
di qualità, sicurezza e campo di applicazione dei vari prodotti saldati.
L’uso di un metodo particolare di
qualificazione è spesso un requisito
obbligatorio di una norma di applicazione o, in assenza di tale requisito, il
metodo di qualificazione deve essere
concordato tra le parti contraenti allo
stadio di offerta o ordine.
TABELLA II - Nuova struttura del CEN/TC 121 “Welding”
5. Le norme fondamentali per la
qualità in saldatura
Saranno di seguito prese in esame solo
le norme di maggior rilevanza tecnica,
per una corretta gestione delle attività
di fabbricazione mediante saldatura.
5.1 Specificazione e qualificazione
delle procedure di saldatura
Sono di grande importanza tecnica,
sia le norme relative alla elaborazione delle WPS che quelle relative alla
loro qualificazione. In particolare le
norme EN ISO 15609, che stabili200 Rivista Italiana della Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2012
F. Lezzi e M. Buono - Panorama sulla normativa europea per la qualità in saldatura
TABELLA III - Norme relative alla stesura delle WPS ed alla loro qualificazione
Le norme della serie 15614 definiscono le modalità con le quali una
specifica di procedura di saldatura è
qualificata mediante prove.
Definiscono le condizioni per l’esecuzione delle prove ed i limiti di validità
di una procedura di saldatura qualificata, per tutte le operazioni pratiche
di saldatura, entro il campo di validità
delle variabili elencate.
Nella Tabella 3 sono riassunte le
norme suddette.
5.2 Raggruppamenti dei materiali
base
Allo scopo di ridurre il numero delle
prove di qualificazione, sia per le procedure che per i saldatori (in tal caso i
campi di validità sono comunque differenti), i metalli aventi caratteristiche simili di saldatura sono raggruppati secondo il CEN REPORT ISO
15608. Esso suddivide gli acciai in 11
raggruppamenti e relativi sottogruppi,
in funzione dell’analisi chimica e delle
caratteristiche meccaniche e quindi in
base al loro grado di saldabilità.
Oltre agli acciai sono forniti i raggruppamenti delle leghe di alluminio,
nichel, rame, titanio, zirconio e delle
ghise. Recentemente, per semplificare la collocazione dei materiali base
acquistati con riferimento a norme di
classificazione europea, americana e
giapponese, sono stati emessi altri tre
documenti:
- CR ISO TR 20172 per la classificazione europea (EN 10025, EN
10028 ecc.)
- CR ISO TR 20173 per la classificazione americana (ASTM ecc.)
- CR ISO TR 20174 per la classificazione giapponese (JIS).
5.3 Qualificazione dei saldatori e
degli operatori
Le norme di riferimento per la qualificazione dei saldatori/operatori, per la
saldatura per fusione, sono:
- UNI EN 287-1Acciai
- UNI EN ISO 9606-2 Leghe leggere
- UNI EN ISO 9606-3 Rame e sue
leghe
-
UNI EN ISO 9606-4 Nichel e sue
leghe
- UNI EN ISO 9606-5 Titanio e zirconio e loro leghe
- UNI EN 1418 Operatori
- UNI EN 13133 Saldobrasatori
Il principio di queste norme è quello
che una prova di qualificazione, qualifichi il saldatore non solo per le condizioni usate nella prova, ma anche per
tutti i giunti che sono considerati più
facili da saldare. Queste norme europee forniscono una serie di regole tecniche per una prova di qualificazione
sistematica del saldatore e permettono
che tali qualificazioni siano accettate
in modo uniforme, indipendentemente
dal tipo di prodotto, dal luogo e dall’esaminatore/organismo d’esame:
r l’abilità manuale, viene verificata
mediante l’esecuzione di un saggio di prova;
r l’attitudine del saldatore a seguire istruzioni verbali o scritte, le
conoscenze tecniche adeguate nel
campo dei processi di saldatura,
dei materiali e dei requisiti di
sicurezza per i quali è prevista
Rivista Italiana della Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2012 201
F. Lezzi e M. Buono - Panorama sulla normativa europea per la qualità in saldatura
TABELLA IV - Metodo di controllo più appropriato per la rilevazione di discontinuità interne alla saldatura, in funzione del tipo di giunto,
materiale e spessore, secondo EN ISO 17635
TABELLA V - EN ISO 17635: Esame radiografico con tecnica a pellicola
la certificazione, viene verificata
mediante una prova teorica (raccomandata ma non obbligatoria).
5.3.1 Qualificazione degli operatori di
saldatura
La norma di riferimento è la UNI EN
1418, che specifica i requisiti per la
qualificazione di:
r
operatori di saldatura per la saldatura
a fusione per i procedimenti di saldatura completamente meccanizzati ed
automatici dei materiali metallici
r preparatori di saldatura a resistenza.
La qualifica è prevista solo per gli operatori di saldatura responsabili della
messa a punto e/o della regolazione
durante la saldatura.
202 Rivista Italiana della Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2012
La norma non si applica al personale
che programma l’unità di saldatura.
Sono considerate quattro modalità
di qualificazione, che possono essere integrate da prove teoriche, non
obbligatorie, di conoscenza relativa
alla tecnologia di saldatura o di conoscenza funzionale specifica dell’unità
di saldatura:
r Prova di procedura di saldatura
F. Lezzi e M. Buono - Panorama sulla normativa europea per la qualità in saldatura
r
r
r
Prova di saldatura di pre-produzione o di produzione
Prova di campionamento della
produzione
Prova di funzionamento.
5.4 Qualificazione dei Coordinatori
e degli Ispettori di saldatura
La norma EN ISO 14731 “Welding
Coordination - Tasks and Responsibilities” specifica, sulla base di tre diversi livelli, i compiti e le responsabilità
del personale di coordinamento in
saldatura, richiamando, in appendice
informativa, le Linee Guida dell’International Institute of Welding per
l’addestramento e la qualificazione
degli International Welding Engineer,
Technologist e Specialist, che soddisfano i tre livelli di coordinamento
previsti.
Analogamente per la qualificazione
degli Ispettori è di grande applicazione
la Linea Guida Doc.IAB-041-2001/
EWF-450/SV 01, sempre dell’IIW,
che prevede tre livelli di qualificazione.
5.5 Qualificazione del personale
addetto alle PND delle saldature
Viene richiamata, in tutte le norme
metodologiche, la qualificazione (al
liv. 1-2) del personale addetto all’esecuzione delle PND, secondo EN 473 /
ISO 9712.
5.6 Livelli di qualità per la saldatura
Di grandissima importanza sono le
norme EN ISO 5817 e EN ISO 10042,
rispettivamente per la saldatura degli
acciai, (nichel, titanio e loro leghe)
e delle leghe di alluminio; esse prevedono tre livelli di qualità (B, C, D
in ordine decrescente); tali livelli di
qualità sono imponibili dal Progetto,
dal Committente, da Leggi, Decreti
e Direttive. Per i processi ad energia
concentrata, a fascio laser ed a fascio
di elettroni, che producono difettosità
caratteristica molto diversa da quella
generata dai processi ad arco, sono
state emesse le due norme EN ISO
13919-1 e EN ISO 13919-2, rispettivamente per saldature su acciaio ed
alluminio.
5.7 Raccomandazioni per la
saldatura
La norma EN 1011-2 “Welding Recommendations for welding of
metallic materials – Part 2: Arc welding of ferritic steels” rappresenta una
guida di oltre 50 pagine, indispensabile per la corretta saldatura di tutti
gli acciai strutturali: sono forniti, ad
esempio, tutti i riferimenti per evitare
difettosità di tipo metallurgico (criccabilità a caldo o da idrogeno, strappi
lamellari) con ricca dotazione di diagrammi per il calcolo della severità
termica e delle temperature minime
di preriscaldo, in funzione del carbonio equivalente (formula CE e CET),
dello spessore termicamente equivalente, dell’apporto termico e del tenore
di idrogeno diffusibile in zona fusa.
Tale norma viene anche richiamata dal
Decreto Ministeriale 14 Gennaio 2008
“Revisione delle Norme Tecniche per
le costruzioni”, così come la parte 3,
relativa agli acciai inossidabili e la
parte 4 dedicata alle leghe a base di
alluminio.
Nell’elenco allegato sono riportate le
altre parti relative alla saldatura degli
acciai placcati (parte 5), della saldatura con fascio laser (parte 6), della saldatura con fascio di elettroni (parte 7)
e della saldatura delle ghise (parte 8).
5.8 Correlazione tra i livelli di qualità della EN ISO 5817 ed i livelli
di accettabilità delle varie tecniche non distruttive
Generalmente viene indicato dal progetto o dal committente (o da Direttive
e Decreti) il livello di qualità delle
saldature, per esempio il livello B o C
della norma EN ISO 5817; analogamente vengono prescritti, durante la
fabbricazione, esami non distruttivi,
sia superficiali che volumetrici, con le
relative percentuali.
Nasce pertanto un problema sulla correlazione fra la metodologia di PND
applicata (radiografia, ultrasuoni ecc.),
la tecnica da adottare (ad alta o a
media sensibilità), il livello di accettabilità riferito a quella particolare
PND. La norma EN ISO 17635:2010
(ex EN 12062) fornisce, oltre alle
PND raccomandate, in funzione del
tipo di materiale e spessore, la norma
metodologica da utilizzare e la corrispondente norma con il livello di
accettabilità corrispondente al livello
della EN ISO 5817.
Per maggior chiarezza vengono riportate la Table 3 (della norma) che fornisce, in funzione del tipo di giunto,
materiale e spessore, il metodo di
controllo più appropriato per la rilevazione di discontinuità interne alla saldatura (Tab. 4) e la Table A.5 (Tab. 5)
che fornisce, relativamente all’esame
radiografico con tecnica a pellicola, in
funzione del livello di qualità previsto
dal progetto, la tecnica radiografica
(a sensibilità standard od elevata) in
accordo alla ISO 17636 (EN 1435) e il
livello di accettabilità conformemente
alla ISO 10675-1 (EN 12517-1).
5.9 Trattamenti termici dopo
saldatura
Poiché il trattamento termico dopo
saldatura è anch’esso un “processo
speciale”, è stato pubblicato nel 2001
il CR ISO/TR 17663 “Guidelines
for quality requirements for heat treatment in connection with welding
and allied processes”, che prevede la
preparazione, da parte del fabbricante,
di una procedura scritta contenente i
parametri caratteristici di trattamento
(temperature, tempo di permanenza,
velocità di riscaldamento e di raffreddamento, con i relativi intervalli di
variabilità).
Nella procedura devono essere definite:
r Tipologia di trattamento (in forno,
locale, ad aria calda ecc.)
r Modalità di riscaldamento e di
raffreddamento (gas, a resistenza,
ad induzione, ecc.)
r Localizzazione e tipo delle termocoppie sul pezzo
r Modalità di fissaggio delle termocoppie sul pezzo
r Posizione delle termocoppie nel
forno
r Differenza massima ammessa
delle temperature, indicate dalle
termocoppie, durante la fase di
Rivista Italiana della Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2012 203
F. Lezzi e M. Buono - Panorama sulla normativa europea per la qualità in saldatura
riscaldamento, permanenza a
temperatura, raffreddamento
r Qualificazione del personale.
Vista la necessità di stabilire oggettivamente il livello di qualificazione
del personale addetto all’esecuzione
dei trattamenti, l’European Welding
Federation ha recentemente emesso
(nel 2008) la Linea Guida EWF-628-08
“EWF Special Course: Personnel with
the responsibility for heat treatment of
welded joints”; sono previsti tre livelli di qualificazione (Basic, Standard,
Comprehensive) ed i corsi, teoricopratici, durano da un minimo di 34 a
un massimo di 63 ore; gli esami sono
ovviamente sia teorici che pratici.
5.10 Controlli non distruttivi delle
saldature
Oltre alla già citata EN ISO 17635,
sono da citare:
Norme di metodo
- Esame Visivo, ex EN 970 (ISO
17637)
- Radiografia, EN 1435 (ISO 17636
- Ultrasuoni, ex EN 1714 (ISO 17640)
- Particelle Magnetiche,
EN ISO 17638
- Liquidi Penetranti EN 571-1
(ISO 3452-1)
Livelli di accettabilità
- Radiografia, EN 12517
(ISO 10675)
- Ultrasuoni, ex EN 1712
(ISO 11666), EN ISO 23279
- Particelle magnetiche,
EN ISO 23278
- Liquidi penetranti, EN ISO 23277
- Esame Visivo, EN ISO 5817
6. La norma EN ISO 3834:
Quality requirements for
fusion welding of metallic
materials
La norma è suddivisa in 5 Parti più
un Technical Report indicato come
Parte 6. La Parte 1 “Criteria for the
selection of the appropriate level of
quality requirements” indica i criteri
di utilizzo della norma.
Le Parti 2, 3 e 4 afferiscono a tre differenti livelli di controllo della qualità
dei prodotti saldati: Parte 2 “Compre-
hensive quality requirements”; Parte
3 “Standard quality requirements”;
Parte 4 “Elementary quality requirements”.
La Parte 5 “Documents with which
it is necessary to conform to claim
conformity to the quality requirements of ISO 3834-2, ISO 3834-3
or ISO 3834-4” specifica le norme
di riferimento da utilizzare per dare
evidenza della conformità ai requisiti
di cui alle Parti 2, 3 o 4.
La Parte 6 “Guidelines on implementing ISO 3834” fornisce una linea
guida tecnica per l’applicazione della
norma. Nella Tabella 6 sono riportate
le attività di controllo, previste per i
diversi livelli.
7. Direttive, Decreti e Norme di
prodotto che richiamano la
EN ISO 3834
La norma è richiamata da numerose
famiglie di prodotti:
r Attrezzature a pressione
r Strutture metalliche di carpenteria
r Rotabile ferroviario
7.1 Attrezzature a pressione
Il riferimento principale nel settore
delle attrezzature a pressione è la Direttiva Europea 97/23/CE “Pressure
Equipment Directive” (PED) recepita
in Italia con decreto 93 del 2000.
La Direttiva 97/23/CE (e quindi
il D. Lgs. 93/2000) si applica alla
progettazione, fabbricazione, e valutazione di conformità delle attrezzature a pressione e degli insiemi a
pressione soggetti ad una pressione
massima ammissibile PS superiore a
0,5 bar; tale Direttiva è supportata
dalle seguenti norme armonizzate di
prodotto:
- EN 13445 (H) Unfired Pressure
Vessels
- EN 13480 (H) Metallic Industrial
Piping
- EN 12952 (H) Water-Tube Boilers
and Auxiliary Installations
- EN 12953 (H) Shell Boilers
Nella norma EN 13445 viene
esplicitamente richiesta la con-
204 Rivista Italiana della Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2012
formità del fabbricante ai requisiti della EN ISO 3834-2 (massimo
livello di qualità) e viene richiesta la
disponibilità, durante la fabbricazione,
di personale di coordinamento per
le attività di saldatura conformemente a quanto previsto dalla EN ISO
14731:2007 (Fig. 1).
7.2 Strutture metalliche di
carpenteria
Il D.M. 14 Gennaio 2008 “Revisione
delle norme tecniche per le costruzioni”, oltre alla richiesta di procedure
e saldatori/operatori certificati da un
Ente Terzo, richiede anche la certificazione dell’azienda con riferimento alla
EN ISO 3834 2-4 e dei coordinatori di
saldatura conformemente alla EN 719
(attuale EN ISO 14731).
Nella Tabella 7 sono individuati i vari
livelli di requisiti di qualità e di competenza tecnica del coordinatore, in
funzione della più o meno alta criticità
della costruzione.
7.2.1 La Direttiva CPD 89/106/CE e la
norma EN 1090
Nella Direttiva CPD 89/106/CE
si prende in considerazione il
concetto di prodotto inteso anche
come componente strutturale prefabbricato in una “officina di trasformazione dei prodotti base” e
comprende:
r materiali base (lamiere e profili)
r materiali di apporto di saldatura
r componenti strutturali prefabbricati
r connettori strutturali (bulloni,
dadi, etc.)
La norma tecnica di riferimento è la
EN 1090 “Execution of steel structures and aluminium structures”:
r la Parte 1 “Requirements for conformity assessment of structural
components” definisce le modalità per la valutazione di conformità
ai requisiti della Direttiva;
r la Parte 2 “Technical requirements
for the execution of steel structures” descrive i requisiti tecnici
per la fabbricazione di strutture di
carpenteria di acciaio;
F. Lezzi e M. Buono - Panorama sulla normativa europea per la qualità in saldatura
TABELLA VI - Attività di controllo, previste per i diversi livelli
UNI EN ISO 3834
Requisiti
Parte 2
Parte 3
Parte 4
Riesame tecnico e dei
requisiti
Riesame completo
documentato
Riesame meno esteso
Verifica di idoneità del
costruttore e di disponibilità
le delle informazioni
Subfornitura
Attività in subfornitura gestite secondo gli specifici requisiti della norma; la responsabilità
finale è comunque del fabbricante
Saldatori, operatori
Devono essere opportunamente qualificati
Coordinamento delle
attività di saldatura
Personale di coordinamento della saldatura con adeguate
conoscenze tecniche in conformità alla ISO 14713
Personale addetto
all’ispezione
Deve essere disponibile personale sufficiente e competente
Attrezzature di
produzione e di prova
Richieste in modo adeguato alla produzione, unitamente
ad attrezzature di sicurezza ed indumenti protettivi
Nessun requisito specifico
Lista delle
attrezzature
Necessaria
Nessun requisito
Manutenzione della
attrezzatura
Deve essere eseguita;
necessario un piano di
manutenzione e la relativa
registrazione
Piano di produzione
Necessario un piano documentato e la relativa
registrazione
Nessun requisito
WPS
Devono essere disponibili
Nessun requisito
Qualificazione delle
procedure di saldatura
Opportunamente qualificate come prescritto dalla norma
di applicazione o dal contratto
Nessun requisito specifico
Documentazione
Necessaria
Non specificata
Nessun requisito
Controlli per lotto sui
materiali d’apporto
Solo se prescritti nel
contratto
Nessun requisito
Materiali d’apporto di
saldatura
Richiesta una procedura, in conformità almeno alle
raccomandazioni del fornitore
In conformità almeno
alle raccomandazioni del
fornitore
Immagazzinamento
dei materiali base
Richiesta la protezione contro l’influsso delle condizioni
ambientali; l’identificazione deve essere mantenuta
Nessun requisito
Trattamento termico
dopo saldatura
Necessarie una specifica ed
una registrazione completa
(rintracciabilità sul prodotto)
Nessun requisito
Ispezione prima,
durante e dopo la
saldatura
Come richiesto dalle diverse operazioni
Non conformità
Devono essere disponibili le procedure
Calibrazione e
taratura
Necessaria; devono essere
disponibili le procedure
Identificazione
Rintracciabilità
Prescritta, nel caso che sia necessaria o richiesta dal
contratto
Nessun requisito
Documenti di
registrazione della
qualità
Devono essere disponibili per soddisfare i regolamenti
relativi alla responsabilità da prodotto
Come prescritto dal
contratto
Deve essere eseguita,
raccomandata la
registrazione
Necessarie una specifica
ed una registrazione
Nessun requisito specifico
Nessun requisito
Se specificato nel contratto
Solo se specificato nel
contratto
Non specificata
Rivista Italiana della Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2012 205
F. Lezzi e M. Buono - Panorama sulla normativa europea per la qualità in saldatura
TABELLA VII - Requisiti di qualità e di competenza tecnica del coordinatore, in funzione della criticità della costruzione
r
la Parte 3 “Technical requirements
for the execution of alluminium
structures” descrive i requisiti tecnici per la fabbricazione di strutture di carpenteria di alluminio.
Nel Punto 7 della Parte 2, relativa alle
costruzioni in acciaio, vengono richiesti la conformità alla EN ISO 3834 ed
alle norme EN 1011-1, EN 1011-2 e
EN 1011-3 (Fig. 2).
7.3 Rotabile Ferroviario
Figura 1
Figura 2
206 Rivista Italiana della Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2012
L’applicazione del controllo di processo previsto dalla EN ISO 3834,
calibrato sulle esigenze del prodotto “rotabile ferroviario”, è richiamato
nella norma EN 15085 “Applicazioni ferroviarie – Saldatura di veicoli
e componenti ferroviari”: la Parte 1
“Generalità” definisce i criteri generali
di utilizzo; la Parte 2 “Richieste di
qualità e certificazione del produttore
di saldatura” descrive i requisiti di
qualità cui il costruttore deve conformarsi per garantire il controllo di
processo nella realizzazione di rotabili
ferroviari.
Tali requisiti vanno intesi come
interpretazione (ed eventuale integrazione) dei requisiti fissati dalla
F. Lezzi e M. Buono - Panorama sulla normativa europea per la qualità in saldatura
UNI EN ISO 3834, per il settore dei
rotabili ferroviari. La Parte 3 “Richieste di Progetto” definisce i criteri
generali di progettazione e classificazione dei componenti per rotabili
ferroviari; la Parte 4 “Richieste di
Produzione” e la parte 5 “Ispezione,
controlli e documentazione”. Nella
parte 2 “Richieste di Qualità e Certi-
ficazione del Produttore di Saldatura” vengono specificati quattro livelli di certificazione per il costruttore,
in funzione della classe prestazionale del manufatto saldato (si vedano
il Paragrafo 4 della norma e l’Annex C riportati rispettivamente nelle
Figure 3 e 4). Nella Figura 5 sono
riportate le categorie di componenti
saldati, sia in funzione del livello
di sollecitazione che di rischio per
la sicurezza. E’ possibile verificare
come si vada ad associare il livello di severità, crescente dal basso
verso l’alto, per l’accettazione delle
imperfezioni (EN ISO 5817 livello
D, C, B) e come aumenti la percentuale dei controlli non distruttivi.
Figura 3
Figura 4
Rivista Italiana della Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2012 207
F. Lezzi e M. Buono - Panorama sulla normativa europea per la qualità in saldatura
8. Conclusioni
Si è cercato di evidenziare, data
la grande quantità di norme per la
qualità in saldatura, quelle ritenute
essenziali per un approccio efficace
alla fabbricazione di prodotti saldati; ripetendo quanto scritto all’inizio
di questa relazione: “il processo di
fabbricazione mediante saldatura è
comprensivo, oltre che del processo
che provoca la nascita del cordone
di saldatura, anche di quelli che ad
esso portano (acquisto di materiali,
controllo degli stessi, taratura di equipaggiamenti di controllo ecc.), o da
esso si dipartono (trattamenti termici,
controlli distruttivi o meno, ecc)”.
Il tutto fino alla consegna del prodotto finale, il “prodotto saldato”,
conforme ai requisiti prefissati.
E’ auspicio degli autori aver fornito
una panoramica, seppur non esaustiva, sufficiente a chiarire eventuali
dubbi sull’argomento.
Per maggiori informazioni si prega di
contattare la Redazione all’indirizzo:
[email protected].
Figura 5
Franco LEZZI, laureato in Ingegneria Industriale Meccanica presso l’Università di Genova nel Gennaio 1976, opera dal
1977 presso la Motomeccanica Generale Navale/CNR (oggi Wartsila Italia SpA), come Vice Responsabile delle attività
manutentive di bordo; dal 1978 fa parte dell’Istituto Italiano della Saldatura; dedicatosi principalmente ad attività di
formazione e normazione, nel 1988 diventa Dirigente Responsabile per le attività di qualificazione e certificazione del
personale, nel campo della saldatura e delle PND e nel 1990 Direttore della Divisione Formazione e Insegnamento dell’IIS.
Attivo come Presidente o Membro di importanti Comitati Tecnici nazionali (UNI, AIM, CICPND, ISPESL) ed internazionali
(CEN, ISO), si è particolarmente impegnato nell’ambito dei Comitati Tecnici del CEN TC 121 (Delegato Italiano per oltre
10 anni ai Sottocomitati SC 1, Qualificazione dei Procedimenti, e SC 2 Qualificazione dei Saldatori e dei Coordinatori,
nonché dell’European Welding Federation e dell’International Institute of Welding, per l’elaborazione delle linee-guida per
l’armonizzazione della Formazione, Qualificazione e Certificazione delle Figure Professionali di saldatura EWF e IIW.
Mario BUONO si é laureato in Chimica nel 1960. Esperto nella Garanzia della Qualità ha formato la propria esperienza
ricoprendo incarichi di responsabilità dirigenziale nel settore della fabbricazione del combustibile per le centrali
elettronucleari italiane. A questo scopo, già fin dalla fine del 1970, ha avuto approfonditi contatti sia in Italia che
all’estero con i più qualificati esperti di Garanzia della Qualità della Nuclear Energy Division della General Electric
Company (USA). Dopo il 1986, a seguito del referendum nucleare italiano, ha rivolto la sua attenzione verso il settore
“convenzionale”dell’industria italiana ricoprendo posizioni importanti nell’area della qualità di organizzazioni nazionali,
sia industriali quali l’Ansaldo Componenti, sia di ricerca e sviluppo e di certificazione tra i quali l’Istituto Italiano della
Saldatura. Libero professionista dal 1990 ha allargato le proprie attività anche nelle aree gestionali dell’Ambiente e della
Sicurezza e Salute dei lavoratori nell’industria ed è stato coinvolto nella progettazione ed applicazione del Modello di
Gestione Integrato nell’Istituto Italiano della Saldatura.
208 Rivista Italiana della Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2012
Pubblicazioni IIS
Ispezione dei giunti saldati
Questo nuovo volume, dedicato all’ispezione dei giunti saldati, può essere considerato una guida fondamentale per tutti coloro che si interfacciano con le problematiche di controllo delle costruzioni saldate, sia in fase di fabbricazione che in
servizio e, più in generale, con i diversi metodi di prova non distruttiva.
La lunga esperienza maturata dall’IIS nel settore della diagnostica industriale, gli
ha permesso di acquisire un’oggettiva competenza, riconosciuta anche a livello
internazionale, nelle metodologie di controllo; tale competenza è ora riversata in
quest’opera, che costituisce pertanto, oltre ad un valido supporto didattico, un
efÀcace mezzo di aggiornamento tecnico per progettisti, responsabili e tecnici di
produzione e del controllo qualità, responsabili e tecnici addetti al monitoraggio
ed all’ispezione d’impianto, ricercatori e studenti universitari di facoltà ad
indirizzo tecnico-scientiÀco.
Il testo è anche un valido strumento formativo per la qualiÀcazione di importanti
Figure Professionali, quali gli International Welding Inspector (IWI). Tali proÀli
professionali, richiamati da diverse normative di prodotto, direttive e regolamenti, sono stati deÀniti, a seguito dell’armonizzazione a livello internazionale dei
percorsi di qualiÀcazione, dall’European Welding Federation (EWF) e, dal 2001,
dall’International Institute of Welding (IIW), grazie anche al contributo attivo
dell’IIS, Membro Fondatore di entrambe le organizzazioni.
Dopo una breve introduzione sul controllo di qualità ed alcuni cenni sui controlli indiretti, preliminari alla fabbricazione mediante saldatura, sono illustrate le
diverse tipologie di controllo mediante PND, le loro peculiarità applicative (sia in
fabbricazione che in servizio), i principi fondamentali, le tecniche e le apparecchiature più utilizzate.
In particolare vengono illustrati l’esame visivo (VT), il controllo con liquidi penetranti (PT), il controllo con particelle magnetiche (MT), il controllo ultrasonoro
(UT) il controllo radiograÀco (RT). Un singolo capitolo fornisce una sintetica
esposizione sull’esame con correnti indotte (ET), sul controllo per rivelazione di
fughe (LT) e sul controllo per emissione acustica (AT). InÀne, il volume si conclude con una interessante trattazione sulla metallograÀa dei giunti saldati e sui
processi di danneggiamento in servizio di strutture e componenti saldati.
Si tenga presente che i contenuti del presente testo, per un’efÀcace azione
didattica Ànalizzata ad una qualiÀcazione professionale, devono essere vantaggiosamente integrati dalle lezioni, dimostrazioni ed esercitazioni svolte dagli Istruttori dell’Istituto, i soli in grado di trasferire l’insieme delle esperienze teoriche
e pratiche dell’IIS, derivanti dalla sua continua attività di ricerca, normazione e
assistenza tecnica all’industria.
Indice
Settore DDC
Maura Rodella
Lungobisagno Istria, 15
16141 GENOVA
Tel. 010 8341385
Fax 010 8367780
Email: [email protected]
www.weldinglibrary.com
www.iis.it
1)
2)
3)
4)
5)
6)
7)
8)
9)
10)
Introduzione
ClassiÀcazione dei controlli delle saldature
L’esame visivo (VT)
Il controllo con liquidi penetranti (PT)
Il controllo con particelle magnetiche (MT)
Il controllo ultrasonoro (UT)
Il controllo radiograÀco (RT)
Cenni su altri metodi di controllo non distruttivo
MetallograÀa dei giunti saldati
Danneggiamento da esercizio
2010, 344 pagine, Codice: 101008, € 75,00
Soci IIS - Membri IIS Club € 60,00
Istituto Italiano della Saldatura
In India a Chennai, l’antica Madras,
dal 17 al 22 Luglio 2011,
il 64° Congresso Annuale
dell’Istituto Internazionale della Saldatura
G. Costa *
Sommario / Summary
Il Sessantaquattresimo Congresso Annuale dell’International Institute of Welding, “un mondo di esperienza
sulla giunzione”, si è svolto a Chennai, (l’antica Madras,
capitale dello Stato indiano di Tamil Nadu, situata sulla
costa meridionale della Baia del Bengala) dal 17 al 22
Luglio 2011; i partecipanti sono stati 869, tra esperti,
ricercatori, tecnici e accompagnatori, di 46 Paesi.
Nel corso di un centinaio di sedute delle numerose Unità
di Lavoro dell’IIW sono stati studiati e discussi circa
quattrocento documenti, raccomandazioni, linee guida e
progetti di norma, 133 dei quali sono stati raccomandati
per pubblicazione o trasmessi all’ISO e al CEN.
Importanti anche le riunioni dello IAB (International
Authorization Board), l’organismo creato nell’ambito dell’IIW per gestire l’“International IIW Qualification, Certification and Authorization System”, e dei suoi
gruppi di lavoro. Buon successo hanno ottenuto anche
la Conferenza Internazionale “Global Trends in Joining,
Cutting and Surfacing Technology”, alcuni seminari
specialistici, nonché vari eventi sociali e visite scientifiche e tecniche in città e nei dintorni. È stato inoltre parzialmente rinnovato il Consiglio di Amministrazione (in
particolare l’Ing. Luca Costa dell’IIS è stato eletto Vice
Presidente) e due nuovi Paesi, Kazakistan e Perù, sono
stati ammessi all’IIW, che annovera così 55 Membri.
*
The 64th Annual Assembly of International Institute of Welding, “a word of joining experience”, was held in Chennai,
(the old Madras, capital of the Indian State Tamil Nadu on the
southern coast of Bengala Bay), from 17th to 22nd July 2011.
It was attended by 869 experts, researchers, engineers and
accompanying persons of 46 countries. IIW Working Units
hold around one hundred meetings; some four hundred documents, recommendations, guidelines and draft standards were
studied and discussed and 133 of them were recommended
for publication or transmitted to lSO and CEN. Relevant also
the meetings of IAB (International Authorization Board), the
body established in the frame of IIW to manage the “International IIW Qualification, Certification and Authorization
System”, and of its working groups.
The Assembly included also the International Conference
“Global Trends in Joining, Cutting and Surfacing Technology”, a number of seminars, several social events and scientific and technical visits in the city and surroundings.
The Board of Directors was partially renewed (notably Dr.
Luca Costa of IIS was elected as Vice President) and two new
Member Countries, Kazakhstan and Peru, entered IIW, which
has now 55 Members.
Keywords:
IIW; Symposia.
Istituto Italiano della Saldatura - Genova
Rivista Italiana della Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2012 211
G. Costa - In India a Chennai, l’antica Madras, dal 17 al 22 Luglio 2011 il 64° Congresso Annuale dell’IIW
Chennai, un pò di storia
1. Introduzione
Ottocentosessantanove persone di 46
Paesi “dei quattro angoli del mondo”,
tra cui 439 specialisti di tecniche
di giunzione, affini e connesse (IIW
Delegates and Experts), 55 accompagnatori, 14 giovani specializzandi (IIW
Young Professional), 26 studenti e inoltre 335 presenti alla sola Conferenza
Internazionale “Global Trends in Joining,
Cutting and Surfacing Technology”, hanno partecipato al 64° Congresso Annuale dell’International Institute of Welding
(www.iiwelding.org, nuovo sito web),
svoltosi dal 17 al 22 Luglio 2011
in India a Chennai, l’antica Madras,
contemporaneamente alla 6a Mostra
Internazionale della Saldatura, WELD
INDIA 2011. La manifestazione è
stata organizzata da “The Indian Institute of Welding” presso gli Hotel “Le
Royal Meridien” e “Hilton”, opportunamente posizionati nella città e ben
collegati tra di loro. Il 64° Congresso Annuale dell’IIW ha riscosso un
notevole successo, non soltanto per
l’interesse della localizzazione - in una
ricca regione di un Paese in vigoroso
sviluppo - l’ottima organizzazione dei
lavori (Tab. I) e la buona partecipazione, come detto 869 persone, ma
soprattutto per i suoi importanti contenuti scientifici e tecnici.
Alla manifestazione erano presenti esperti provenienti dall’industria,
dall’università, da centri di formazione e organismi di certificazione, da
istituti di ricerca e da varie organizzazioni governative e private di quasi
tutti i cinquantatre (55 considerando
212 Rivista Italiana della Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2012
Chennai, oggi parte centrale della
megalopoli indiana che conta circa
7,5 milioni di abitanti, capitale dello
Stato Federato del Tamil Nadu, sulla
costa della Baia del Bengala, vanta
un ricco patrimonio culturale ed artistico ed è un importante centro commerciale ed industriale.
In particolare è la capitale dell’industria automobilistica indiana ed è
inoltre un grosso polo di attrazione
per l’industria occidentale alla ricerca di bassi costi del lavoro.
La zona occupata dall’antica città
di Madras è sempre stata fiorente
dai tempi dei regni che si sono succeduti nel sud dell’India, soprattutto
con riferimento alla vecchia Mylapore
oggi quartiere del centro: il sovrano
di Mylapore avrebbe accolto l’apostolo Tommaso ed alla periferia di
Chennai sorge la collina dove questi
fu martirizzato nell’anno 72.
Il tempio Kapaleeshwarar a Mylapore,
risalente al VII secolo
Quando i portoghesi nel 1522 arrivarono a Mylapore, vi costruirono un
porto chiamato Sao Tomé de Meliapore, che rimase sotto il controllo portoghese fino al 1749, con una breve
interruzione tra il 1662 e il 1687,
quando fu occupata dai francesi.
Frattanto nel 1639 la Compagnia
Inglese delle Indie Orientali (British
East India Company) ottenne una
concessione temporanea nelle vicinanze di un villaggio di pescatori,
Madraspatnam, qualche chilometro a
nord di Mylapore.
L’anno dopo fu costruito sulla striscia
di spiaggia adiacente, in posizione
strategicamente favorevole alla foce
del fiume Cooum, il forte Saint George, che in seguito divenne il nucleo
attorno al quale crebbe la città coloniale di Madras (e specificamente il
villaggio di Chennapatnam, da cui il
nome attuale della città).
Il Forte Saint George in un dipinto del
settecento
La concessione fu progressivamente
ampliata; nel 1687 divenne governatore di Madras Elihu Yale, noto
anche come finanziatore, con parte
della fortuna accumulata, della famosa università americana che porta il
suo nome.
Nel 1746 Madras cadde sotto il controllo dei francesi, ma gli inglesi ne
riguadagnarono il possesso nel 1749
con il trattato di Aquisgrana, ottenendo anche il controllo di Mylapore,
sottratta ai portoghesi, e fortificarono
la città per resistere ad altri attacchi.
Alla fine del XVIII secolo gli inglesi
avevano imposto il loro dominio sulla
maggior parte dello stato Tamil Nadu
e sull’area degli stati Andhra Pradesh
e Karnataka, cosicché Madras divenne la capitale di questa regione sotto
il controllo britannico.
Durante il periodo coloniale la città
si sviluppò come importante centro
urbano e base navale.
Nel tardo Ottocento fu collegata tramite la rete ferroviaria ad altre importanti città come Bombay (oggi Mumbai) e Calcutta (oggi Kolkata).
La stazione centrale di Chennai
Con l’indipendenza nel 1947 la città
divenne la capitale dello stato di
Madras (ridenominato Tamil Nadu
dal 1968). Dal 1965 al 1967 Chennai
fu una importante base del movimento
tamil che lottava contro l’imposizione
G. Costa - In India a Chennai, l’antica Madras, dal 17 al 22 Luglio 2011 il 64° Congresso Annuale dell’IIW
della lingua hindi. Nel 1991 il primo
ministro indiano Rajiv Gandhi fu
assassinato a Sriperumburdur, una
città in prossimità di Chennai, mentre era in campagna elettorale.
Il Ripon Building, sede del governo
cittadino di Chennai
Al censimento del 2001 la popolazione di Chennai assommava a
4.216.268 persone (Fig. 4); coloro
che erano in grado di saper almeno
leggere e scrivere erano 3.079.004,
ma la stima della popolazione
dell’area metropolitana nel 2005
era di circa sette milioni di abitanti.
La maggior parte degli abitanti di
Chennai sono di etnia tamil e parlano il tamil; l’inglese è ampiamente
parlato ed è la lingua degli affari,
dell’istruzione, e di molti lavori professionali. Chennai ha anche una
crescente popolazione di stranieri
che lavorano nelle industrie e nel
settore dell’Information Technology.
anche Perù e Kazakistan, gli ultimi
due entrati) Paesi Membri delI’IIW e
dell’IAB e di altri Paesi.
La delegazione dell’Istituto Italiano
della Saldatura (www.iis.it) che ha
come sempre attivamente partecipato
ai lavori, comprendeva l’Ing. Luca
Costa dell’IIS (Capo Delegazione),
esperto di formazione, nonché di salute sicurezza e ambiente, l’Ing. Stefano
Morra dell’IIS Cert, esperto di qualificazione e certificazione di aziende
e personale, nonché l’Ing. Stefano
Botta, l’Ing. Francesco Bresciani e
l’Ing. Gian Luigi Cosso dell’IIS Service, esperti rispettivamente di costruzioni di carpenteria, di diagnostica e
controlli non distruttivi e di calcoli
strutturali. Completava la delegazione
italiana il Prof. Giovanni Meneghetti
della Facoltà di Ingegneria dell’Università di Padova, esperto in particolare di problemi di fatica. Consistente è
stato l’apporto scientifico, tecnico ed
organizzativo della delegazione italiana, che oltre alla partecipazione alle
discussioni delle Unità di Lavoro Tecniche più importanti (Tab. VII), come
le Commissioni di processo (IV e
XII), di sicurezza (VIII), di saldabilità
(IX) e di fabbricazione (XI e XV), ha
compreso la presentazione di diversi
contributi teorici e sperimentali (preparati del tutto o in parte da funzionari
e nel laboratorio dell’Istituto), un’attiva partecipazione alle varie strutture di
lavoro e di governo dell’International
Authorization Board (Tab. XIII) ed
alle discussioni sorte nell’ambito della
Conferenza Internazionale e dei Poster
esposti.
2. Missione e struttura dell’IIW
L’IIW è un’associazione internazionale senza scopo di lucro, fondata
nel 1948, la cui missione e struttura,
continuamente aggiornata nel tempo, è
schematizzata nella Tabella II. I Paesi
Membri dell’IIW, ovvero quelli che
annoverano istituti della saldatura e
organizzazioni per la qualificazione e
certificazione internazionale autorizzate dall’IIW secondo le regole prefissate da quest’ultimo, sono indicati
nella Tabella III.
Lo sviluppo dell’IIW nell’ultimo
decennio, con riferimento al numero
dei Membri Fondatori del 1948 (tra cui
l’IIS per il nostro Paese), e la rapida
crescita del suo schema di qualificazione e certificazione con l’International
Authorization Board (IAB), sono sin-
TABELLA I - Schema del Congresso Annuale IIW 2011
Sunday,
17 July 2011
Board of
Directors
Meeting
Monday
18 July 2011
Tuesday
19 July 2011
Wednesday
20 July 2011
Thursday
Friday
21 July 2011
22 July 2011
Meetings of IIW Meetings of IIW Meetings of IIW
Working Units Working Units Working Units
International
Conference
International
Conference
Saturday
23 July 2011
General
Assembly
IAB
Group A
Meeting
IAB
Group B
Meeting
IAB
General Meeting
WU
Chairmen
Meeting
Technical
Directors
Meetings
Opening
Ceremony
WG Regional
Activities
Meeting
AA
Organizers
Meeting
WG
Comunication &
Marketing
WG
Standardization
Board of
Directors
Meeting
Technical Visits
Technical Visits
Technical Visits
Poster
Presentation
Poster
Presentation
Welding
Exhibition
Welding
Exhibition
Welding
Exhibition
Local
Tours
Local
Tours
Welcome
Reception
India
Night
Local
Tours
Local
Tours
Gala
Banquet
Internat. Conf.
Cocktail
Local
Tours
Local
Tours
Rivista Italiana della Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2012 213
G. Costa - In India a Chennai, l’antica Madras, dal 17 al 22 Luglio 2011 il 64° Congresso Annuale dell’IIW
TABELLA II – L’IIW nel 2011
Missione
La missione dell’IIW è: “To act as the worldwide network for knowledge exchange of joining technologies to improve the
global quality of life” ed in effetti l’IIW costituisce la rete mondiale per contatti e scambi di conoscenze su scienza e applicazioni delle tecnologie di giunzione.
Il vasto campo tecnico comprende: giunzione, taglio e trattamenti superficiali di materiali metallici e non metallici, mediante
processi come saldatura, brasatura, taglio termico, metallizzazione, incollaggio, microsaldatura e abbraccia settori connessi
come assicurazione della qualità, prove non distruttive, normazione, ispezione, formazione, addestramento, progettazione,
fabbricazione, salute, sicurezza e ambiente.
Gli scopi principali sono: sviluppare le migliori pratiche applicative e la normalizzazione su aspetti applicativi e relativi a salute
sicurezza ed ambiente; identificare, sviluppare ed applicare su base globale i sistemi IIW di addestramento, formazione, qualificazione e certificazione; promuovere l’IIW e i suoi Paesi Membri in varie regioni del mondo; fornire supporto e servizi ai suoi
membri e ad altre organizzazioni internazionali; sviluppare, curare e pubblicare documenti, periodici e testi.
L’IIW, come membro dell’International Union of Technical Associations e dell’International Council for Engineering and
Technology, è formalmente collegato all’UNESCO.
Struttura
L’IIW, associazione internazionale senza scopo di lucro di legge francese con sede a Parigi, cui partecipano attualmente
cinquantacinque Paesi, fu fondato nel 1948 da 13 Paesi, tra cui il nostro, che lo considerarono cruciale per ottenere rapidi
progressi scientifici e tecnici a livello globale. La relativa visione fu quella di creare un veicolo internazionale per promuovere
l’innovazione e le migliori pratiche di unione, creando una piattaforma internazionale per lo scambio e la disseminazione di
tecnologie e di applicazioni in continua evoluzione.
L’IIW è governato da un’Assemblea Generale cui partecipano gli istituti membri, che ne sostengono sostanzialmente il funzionamento con la loro quota di iscrizione e con il supporto scientifico e tecnico dei loro delegati.
Il membro italiano è l’Istituto Italiano della Saldatura che, come detto sopra, si fregia del titolo di “Founder Member”.
I lavori vengono svolti in quindici Commissioni Tecniche, in una sessantina di Sottocommissioni, Comitati Ristretti e Gruppi di
Studio, nonché nello IAB (International Authorisation Board), che ha stabilito l’“International System for Education, Training,
Qualification & Certification”, sulla base del quale ha rilasciato dal 1998, tramite quarantatre ANB (Authorized National Body),
circa settantamila diplomi.
TABELLA III – Membri dell’IIW e Authorized National Body dell’IAB al 31 Giugno 2011
Paese
Membro e
Authorized National Body
Organizzazione
AUSTRALIA
Membro e ANB
Welding Technology Institute of Australia (WTIA)
AUSTRIA
Membro e ANB
Schweisstechnische Zentralanstalt (SZA)
BELGIUM
Membro e ANB
Institut Belge de la Soudure
Association Belge du Soudage
BRAZIL
Membro e ANB
Associacao Brasileira de Soldagem
BULGARIA
Membro e ANB
Bulgarian Welding Society
BCQW - Bulgarian Center for Qualification in Welding
CANADA
Membro e ANB
Canadian Council of the IIW
CWB - Canadian Welding Bureau
CROATIA
Membro e ANB
CWS - Croatian Welding Society
CZECH REPUBLIC
Membro e ANB
Czech Welding Society
Czech Welding Society ANB
DENMARK
Membro e ANB
Danish Welding Society
FORCE Dantest Cert
EGYPT
Membro e Applicant ANB
Central Metallurgical Research &
Development Institute (CMRDI)
FINLAND
Membro e ANB
Suomen Hitsausteknillinen Yhdistys r.y.
Suomen Hitsausteknillinen Yhdistys (SHY)
FRANCE
Membro e ANB
Institut de Soudure (IS)
AFS - Association Française du Soudage
214 Rivista Italiana della Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2012
Bandiera
G. Costa - In India a Chennai, l’antica Madras, dal 17 al 22 Luglio 2011 il 64° Congresso Annuale dell’IIW
GERMANY
Membro e ANB
DVS - Deutscher Verband für Schweissen und
Verwandte Verfahren e.V.
GREECE
Membro e Applicant ANB
Welding Greek Institute
HUNGARY
Membro e ANB
Gepipari Tudomanyos Egyesület - MHtE-Magyar
Hegesztéstechnikai és Anyagvizsgálati Egyesüles
INDIA
Membro e ANB
The Indian Institute of Welding
INDONESIA
Membro e Applicant ANB
Indonesian Welding Society (IWS)
IRAN
Membro e ANB
Iranian Welding Research & Engineering Center (IWREC)
ISRAEL
Membro
Association of Engineers and Architects in Israel
ITALY
Membro e ANB
Istituto Italiano della Saldatura
IIS CERT
JAPAN
Membro e ANB
Japan Institute of Welding
JWES-Japan Welding Engineering Society
KOREA
Membro e Applicant ANB
The Korean Welding and Joining Society (KWJS)
LEBANON
Membro
Industrial Research Institute (IRI)
LIBYA
Membro
The Higher Welding Technology Center
LITHUANIA
Membro
Lithuanian Welders Association
MALAYSIA
Membro
Welding Institute (MALAYSIA) BHD
MEXICO
Membro
Corporación Mejicana de Investigación en Materiales
MOROCCO
Membro
Association Marocaine du Soudage et des
Appareils à Pression (AMS-AP)
NEW ZEALAND
Membro
New Zealand Heavy Engineering
Research Association (HERA)
NIGERIA
Membro e Applicant ANB
Nigerian Institute Of Welding
NORWAY
Membro e ANB
Norwegian Welding Association Norsk Sveiseteknisk Forbund (NSF)
PAKISTAN
Membro
The Pakistan Welding Institute
P. R. OF CHINA
Membro e ANB
Chinese Welding Society - CWTQC-Chinese
Welding Training & Qualification Committee
PERU’
Membro
Pontificia Universidad Católica del Perú (PUCP)
POLAND
Membro e ANB
Instytut Spawalnictwa
PORTUGAL
Membro e ANB
Instituto de Soldadura e Qualidade (ISQ)
ROMANIA
Membro e ANB
ISIM Timisoara
ASR-Cert Pers
RUSSIAN
FEDERATION
Membro e ANB
Russian Welding Society
RTC - Research Training Centre “Testing and Diagnostics”
Rivista Italiana della Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2012 215
G. Costa - In India a Chennai, l’antica Madras, dal 17 al 22 Luglio 2011 il 64° Congresso Annuale dell’IIW
SERBIA
Membro e ANB
Zavod Za Zavarivanje a.d.
DUZS Cer Pers
SINGAPORE
Membro e ANB
Singapore Welding Society
SLOVAKIA
Membro e ANB
Vyskummy Ustav Zvaracsky
SLOVENIA
Membro e ANB
Slovensko Drustvo Za Varlino Tehniko
SOUTH AFRICA
Membro e ANB
SAIW-Southern African Institute of Welding
SAIW Certification
SPAIN
Membro e ANB
CESOL
SWEDEN
Membro e ANB
Swedish Welding Commission
SWITZERLAND
Membro e ANB
Association Suisse pour la Technique du Soudage
THAILAND
Membro e ANB
Welding Institute of Thailand (WIT)
THE NETHERLANDS
Membro e ANB
Nederlands Instituut Voor Lastechniek
TUNISIA
Membro e Applicant ANB
Centre Technique des Industries Mécaniques et Electriques
(CETIME)
TURKEY
Membro e ANB
Gedik Education and Social Benefits Foundation (GEV)
UKRAINE
Membro e ANB
E.O. Paton Electric Welding Institute
The Paton Welding Institute Training and Qualification Center
UNITED KINGDOM
Membro e ANB
UK Section of the IIW
TWI Certification Ltd
UNITED STATES
Membro
American Welding Society
VIETNAM
Membro
Vietnam - German Technology Transfer
and Training Center (HWC)
N. B. Le Applicant ANB sono quelle che hanno richiesto l’accreditamento IAB.
TABELLA IV - Sviluppo dell’IIW e dell’IAB nell’ultimo decennio
Anno
IIW
IAB
1948
(fondazione
IIW)
13
0
2001
42
14
2006
47
40
2011
55
42
216 Rivista Italiana della Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2012
G. Costa - In India a Chennai, l’antica Madras, dal 17 al 22 Luglio 2011 il 64° Congresso Annuale dell’IIW
tetizzati nella Tabella IV; è da notare
che questo sviluppo è essenzialmente
dovuto all’incremento delle associazioni dei Paesi asiatici, che si stanno
prepotentemente affacciando sul mercato globale sia per lo studio e l’applicazione delle tecniche di giunzione
che per la certificazione.
3. Cerimonia Inaugurale del
Congresso
La Cerimonia Inaugurale ed il Ricevimento di Benvenuto del Congresso Annuale sono stati tenuti nella
“Madras Ballroom” dell’Hotel “Le
Royal Meridien” (Fig. 1). In apertura, dopo alcuni canti e danze rituali
indiani (Fig. 2) destinati, secondo
la tradizione locale, ad assicurare il
successo di ogni importante evento,
il Presidente del Comitato Organizzatore e dell’Istituto Indiano della
Saldatura, Mr. R. Ravi, (Fig. 3, in
Figura 2 - Danza rituale propiziatoria indiana
alto) ha porto il benvenuto ai partecipanti e passato la parola al Presidente
uscente dell’IIW, Prof. Dr. Ing. Ulrich
Dilthey (Fig. 3, in basso) che, salutati
i presenti, ha dichiarato ufficialmente
aperto il 64° Congresso dell’IIW.
Figura 1 - I partecipanti alla Cerimonia Inaugurale
Figura 3 - In alto: Mr. R. Ravi porge il benvenuto ai partecipanti. In basso: il Prof. Dr. Ing.
Ulrich Dilthey dichiara ufficialmente aperto
il 64° Congresso dell’IIW
Rivista Italiana della Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2012 217
G. Costa - In India a Chennai, l’antica Madras, dal 17 al 22 Luglio 2011 il 64° Congresso Annuale dell’IIW
TABELLA V - Riconoscimenti e vincitori dei premi IIW 2011
Premio
Vincitore
Arthur Smith Award
Dr. Martin Prager (USA)
Evgenij Paton Prize
Prof. Wolfgang Fricke (Germania)
Henry Granjon Prize - Category A Mr. Prabu Manoharan (Francia)
Henry Granjon Prize - Category B Dipl. Ing. Arne Kromm (Germania)
Henry Granjon Prize - Category C Dr. Xiangcheng Zhang (R. P. Cina)
Figura 4 - Il Dr. Krisnamurty (a destra) riceve
uno speciale riconoscimento dal Dr. Baldev
Raj
Heinz Sossenheimer Software
Innovation Award
Mr. Carl J. Peters (USA)
Thomas Medal
Dipl. Ing. Reiner Zwaetz (Germania)
Ugo Guerrera Medal
--- (*)
Yoshiaki Arata Award
Prof. Masao Toyoda (Giappone)
(*)
Successivamente il Dr. V. Krisnamurty, Presidente del Consiglio Nazionale
Indiano per la Competizione Manifatturiera (NMCC), dopo un breve
indirizzo di saluto ha ricevuto uno
speciale riconoscimento alla carriera,
per il suo impegno e per i traguardi
raggiunti nella sua attività (Fig. 4).
Infine il Presidente uscente dell’IIW
Prof. Dr. Ing. Ulrich Dilthey ha condotto la cerimonia di assegnazione
dei premi e riconoscimenti scientifici
e tecnici dell’IIW, conferiti ai vincitori a nome delle varie delegazioni
nazionali che li hanno proposti e li
sponsorizzano (Tab. V e Fig. 5).
Quest’anno, in particolare, il premio
triennale intitolato all’Ing. Ugo Guerrera - promotore nel 1948 dell’Istituto
Italiano della Saldatura - e istituito
Premio triennale messo in palio dall’IIS a ricordo del suo Fondatore, Ing. Ugo Guerrera.
dalla Delegazione Italiana nel 2000,
non è stato assegnato, essendo previsto per il 2013, ma è in corso
l’istruttoria per il suo conferimento
(Tab. VI).
La Cerimonia della premiazione è stata seguita dall’interessante spettacolo
di danze “India, Yesterday, Today and
Always”, consistente in sette segmenti di danza classica, folcloristica
e contemporanea di diverse regioni
indiane, presentati dalla coreografa
internazionalmente nota Ms Anita
Ratman e interpretati da 16 ballerine
in un tripudio di colori (Figg. 6-7).
Infine gli ospiti sono stati invitati ad
una sontuosa “Welcome Reception”,
durante la quale hanno potuto prendere i primi contatti ed assaporare tra gli
altri i gusti caratteristici della regione.
4. Riunioni delle Unità di Lavoro
Tecniche dell’IIW
Nel corso dei lavori delle Unità Tecniche, svoltisi dal 18 al 20 Luglio 2011
(precedute tuttavia da un certo numero
di riunioni preparatorie di Sottocommissioni e Unità di Lavoro tenute nei
giorni immediatamente precedenti),
sono stati studiati e discussi circa
quattrocento documenti.
Tale attività ha compreso un centinaio
di riunioni delle sedici Commissioni Tecniche (Tab. VII), dei Comitati
Ristretti e dei Gruppi di Studio (Tab.
VIII), delle numerose Sottocommissioni e dei molti Gruppi di Lavoro
seguiti da specialisti ed esperti nonché
degli organi dell’International Authorization Board (IAB), di cui si riferisce
TABELLA VI – Il Premio dell’IIW Ugo Guerrera
Il premio dell’IIW “Guerrera Medal” è intitolato all’ Ing.
Ugo Guerrera (1902-1990), promotore dell’Istituto
Italiano della Saldatura nel 1948 e suo Vice Presidente
Delegato fino al 1974.
Nell’IIW, Ugo Guerrera fu Presidente della Commissione “Design and Fabrication for Welding” dal 1958 al
1968 e Presidente dell’intera organizzazione dal 1960
al 1963. Il premio Guerrera (consistente in una medaglia d’oro di 30 grammi) viene assegnato ogni tre anni
ad un Ingegnere o ad un Tecnico (o ad un gruppo di
Ingegneri e/o Tecnici) responsabile della fabbricazione
di una rilevante opera saldata, di particolare interesse
dal punto di vista della progettazione o dei materiali o
del metodo di fabbricazione.
Nel 2010 è stato conferito al Prof. Weizhi Dai (People’s
Republic of China).
218 Rivista Italiana della Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2012
G. Costa - In India a Chennai, l’antica Madras, dal 17 al 22 Luglio 2011 il 64° Congresso Annuale dell’IIW
Figura 5 - Assegnazione dei premi e riconoscimenti scientifici e tecnici dell’IIW; da sinistra:
Dr. Xiancheng Zhang, Prof. Wolfgang Fricke, Dipl. Ing. Arne Kromm, Mr. Prabu Manoharan,
Mr. Carl J. Peters, Prof. Masao Toyoda, Dr. Ing. Klaus Middeldorf (che ha ricevuto il premio per
il Dipl. Ing. Rainer Zwätz), Dr. Martin Prager e il Presidente IIW uscente Prof. Dr. Ing. Ulrich
Dilthey.
Figura 6 - La coreografa Ms Anita Ratman
Figura 7 - Spettacolo di danze “India, Yesterday, Today and Always”
TABELLA VII - Commissioni Tecniche dell’IIW al 1° Gennaio 2012
N.
I
II
III
IV
V
VI
VIII
IX
X
XI
XII
XIII
XIV
XV
XVI
XVII
Titolo
Thermal cutting and surfacing
Arc welding and filler metals
Resistance welding, solid state welding and allied joining processes
Power beam processes
Non destructive testing and quality assurance of welded products
Terminology
Health, safety and environment
Behaviour of metals subjected to welding
Structural performances of welded joints - Fracture avoidance
Pressure vessels, boilers and pipelines
Arc welding processes and production systems
Fatigue of welded components and structures
Education and training
Design, analysis and fabrication of welded structures
Polymer joining and adhesive technology
Brazing, soldering and diffusion bonding
Presidente
V. Kujanpää (Finland)
V. van der Mee (Netherlands)
U. Miro (Slovenia)
J. K. Kristensen (Denmark)
P. Benoist (France)
H. G. Ziegenfuss /United States)
L. Costa (Italy)
T. Boellinghaus (Germany)
M. Koçak (Turkey)
T. Melfi (United States)
J. Norrish (Australia)
G. Marquis (Finland)
V. Matthews (United States)
R. Shaw (United States)
V. Schöppner (Germany)
W. Miglietti (United States)
Rivista Italiana della Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2012 219
G. Costa - In India a Chennai, l’antica Madras, dal 17 al 22 Luglio 2011 il 64° Congresso Annuale dell’IIW
al Paragrafo successivo, così come
più avanti sono fornite informazioni
sulle attività degli organi gestionali
dell’IIW.
Durante i sei giorni di lavoro, come
già accennato, sono stati studiati dalle
Commissioni Tecniche, dai Comitati
Ristretti e dai Gruppi di Studio circa
quattrocento documenti, raccomandazioni, linee guida e progetti di norme
e sono state approvate centotrentatre
risoluzioni.
Tra queste ultime settantasette sono
relative: alla pubblicazione sulla Rivista dell’IIW “Welding in the World”
(Tab. IX), di documenti sia d’Autore
(Classe A) che approvati da intere
Unità di Lavoro (Classe B), riportati
nella Tabella X; alla trasmissione di
progetti di norme all’ISO ed al CEN
(Tab. XI); infine alla realizzazione di
volumi IIW stampati da case editrici
esterne (Tab. XII). Inoltre è stata
decisa la creazione del nuovo Comitato Ristretto “Research developments
and applications in micro and nanojoining technologies”, alla cui presidenza è stato eletto il Prof. Norman
Zhou (Canada). Non deve poi essere
dimenticata la contemporanea manifestazione “Weld India 2011, 6a Mostra
Internazionale della Tecnologia della
Saldatura”, di cui si riferisce al Paragrafo 10, che molti congressisti hanno
avuto l’opportunità di visitare. Per
quanto riguarda i Comitati Ristretti
ed i Gruppi di Studio è da ricordare
l’importante attività del Gruppo di
Studio “Standardization” che, a seguito del riconoscimento dell’IIW come
International Standardizing Body da
parte dell’ISO, gestisce tutta l’attività
di normazione dell’IIW, finalizzando
per pubblicazione - con il doppio logo
IIW e ISO - le norme preparate dalle
Commissioni Tecniche IIW.
Il suddetto materiale e gli atti della Conferenza Internazionale sono
consultabili presso la Biblioteca
IIS (www.weldinglibrary.com) e
possono inoltre, così come tutte le
altre pubblicazioni dell’IIW, essere
richiesti direttamente a quest’ultimo (www.iiwelding.org); i documenti più interessanti saranno inoltre pubblicati integralmente dalla
Rivista Italiana della Saldatura,
nella versione originale inglese.
TABELLA VIII - Comitati Ristretti e Gruppi di Studio al 1° Gennaio 2012
Titolo
Presidente
Permanent joints in new materials and
coatings for aircraft engineering
I. Harris (United States)
Automotive and road transport
M. Rethmeier (Germany)
The physics of welding
Y. Hirata (Japan)
Quality management in welding and
allied processes
K. Middeldorf (Germany)
Welding research, strategy
and collaboration
L. Coutinho (Portugal)
Shipbuilding
H. Sadler (United States)
Standardization
Dr. David Shackleton (United Kingdom)
Regional Activities
Mr. Chris Smallbone (Australia)
Communications and marketing
Mag. Sylke Kanits (Austria)
Micro and nano-joining technologies
Prof. Norman Zhou (Canada)
TABELLA IX – Welding in the World, la rivista dell’IIW
Welding in the World è la pubblicazione
periodica dell’IIW, la cui veste editoriale
è stata recentemente rinnovata. Essa è
“peer reviewed”, come tutte le più autorevoli riviste scientifiche nazionali ed
internazionali. A questo scopo il valore
del materiale pubblicato è costantemente controllato da un comitato internazionale di esperti indipendenti di chiara fama, costituito caso per caso dalle
singole Unità di Lavoro dell’IIW che, in
rappresentanza dei suoi 55 Paesi Membri, esaminano i documenti presentati in
commissione, raccomandandoli, se adeguati, per pubblicazione.
Welding in the World è pertanto considerata nel ben noto e prestigioso “Thomson Reuters Science Citation
Index” ed è internazionalmente molto stimata. Dal 1963 la rivista illustra, in
sei numeri bimestrali, i più importanti traguardi raggiunti dal mondo professionale e accademico della saldatura, pubblicando gli studi più autorevoli nel
campo delle giunzioni e delle discipline connesse e collegate, distinguendo
in sezioni separate tra Research Papers, Technical Papers e Guidelines.
5. Missione e struttura dell’IAB
Lo IAB (International Authorization Board), come già accennato,
è l’organismo creato nell’ambito
dell’IIW per gestire l’“International
IIW Qualification, Certification
220 Rivista Italiana della Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2012
and Authorization System”, la cui
missione, struttura ed attività sono
indicate nella Tabella XIII, mentre i membri partecipanti sono già
stati indicati nella Tabella III e lo
sviluppo è stato sintetizzato nella
Tabella IV.
G. Costa - In India a Chennai, l’antica Madras, dal 17 al 22 Luglio 2011 il 64° Congresso Annuale dell’IIW
TABELLA X – Principali documenti raccomandati per pubblicazione
COMMISSIONE I (Thermal cutting and surfacing)
I-1185-11
Quality aspects in remote laser cutting,
by Anssi Pihlava, Tuomas Purtonen, Antti Salminen, Veli Kujanpää, Timo Savinainen
I-1183-11
Several fundamental researches on structural integrity of plasma-sprayed coating-based
systems, (Granjon-Prize 2011, Category C), by Xiancheng Zhang
COMMISSIONE II (Arc welding and filler metals)
II-1765-11
Exploring the interaction of phase transformation and residual stress during welding by
Synchrotron diffraction, (Granjon-Prize 2011, Category B, by Arne Kromm
II-1766-11
Hot extraction of diffusible hydrogen and its measurement using a hydrogen sensor,
by Girish Kumar Padhy, V. Ramasubbu, S. K. Albert, N. Murugesan, C. Ramesh
II-1767-11
Diffusible hydrogen content depending on welding and cooling parameters,
by Thomas Kannengiesser, Thomas Lausch
II-1769-11
Metallurgical investigations on electron beam welded duplex stainless steels,
by Daniel Keil, Manuela Zinke, Helge Pries, Sergii Krasnorutskyi
II-1770-11
Effect of nitrogen and boron on the development of acicular ferrite in reheated C-Mn-Ti
steel weld metals, by M. N. Ilman, R. C. Cochrane, G. M. Evans
II-1772-11
Evaluation of hot cracking susceptibility of nickel base alloys by the PVR-test,
by Carolin Fink, Manuela Zinke, Daniel Keil
II-1773-11
Addition of Cerium oxide in the flux formulations of a basic coated stainless steel electrode,
by G. Srinivasan, A. K. Bhaduri, S. K. Albert
II-1775-11
Effect of high-strength filler metals on butt joints,
by Michael Stoschka, Martin Leitner, Gerhard Posc, W. Eichlseder
II-1776-11
Influence of alloying additions on the morphology of non-metallic inclusions,
by Wolfgang Vanovsek, C. Bernhard, M. Fiedler, G. Posch
II-1777-11
Investigation of the hardness-toughness-relationship of a welded joint after different heattreatment cycles, by Thomas Schlagradl, Reinhold Schneider, Gerhard Posch, Ronald Schnitzer
COMMISSIONE III (Resistance welding, solid state welding and allied joining processes)
III-1611-11
An examination of electric servo-guns for the resistance spot welding of complex stack-ups,
by Jerry Gould, Warren Peterson, James Cruz
III-1613-11
Pressure resistance welding in power reactor fuel fabrication - Indian perspective,
by D. S. Setty, Rao G. V. S. Hemantha
III-1591-11
Optimisation of welding parameters for the continuous drive rotary friction welding process
on simple tubular geometries for steel, by V. Madhavan, L. D’Alvise, I. Lepot, A. Vatovec, M. Nunn
III-1597-11
Mechanical properties and microstructure characteristics of dissimilar friction stir welded
AZ31B Mg alloy and AA6061 Al alloy joints, by S. Malarvizhi, V. Balasubramanian
III-1594-11
Relationship between base metal properties and optimized friction stir welding process and
tool parameters, by V. Balasubramanian, S. Rajakumar
III-1580-11
Combined analytical and numerical process modelling for bobbin tool friction stir welding,
by J. Hilgert, L. Hütsch, J. F. Dos Santos, N. Huber
III-1618-11
Resolution for Standardization Item(*). New Standard – Revision, Resistance welding - Testing
of welds - Peel and chisel testing of resistance spot and projection welds,
Justification and aim of the document: to keep the consistency with the new ISO 17677-1.
Rivista Italiana della Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2012 221
G. Costa - In India a Chennai, l’antica Madras, dal 17 al 22 Luglio 2011 il 64° Congresso Annuale dell’IIW
COMMISSIONE IV (Power beam processes)
IV-1048-11
Electron beam multi pool welding with thermal fields of metal welds based on cast iron,
by K. Rüthrich
IV-1049-11
Single mode fiber lasers results of butt welding tests on sheet thicknesses of 3 and 5 mm,
by J. Neubert, C. Schwalenberg
IV-1065-11
Electron beam structurisation of titanium materials for medical applications: Potential for
improved bone in growth behaviour, by U. Reisgen, S. Olschok, C. Otten, C. Panfil, H. Fischer
IV-1066-11
The development of a new robotic hybrid laser GMAW technology for industry,
by F. Scandella, P. Gressel
IV-1064-11
XII-2048-11/SG-212-1206-I - Microstructure and properties of laser deposited and wrought
alloy K-500 (UNS N05500), by P. Hochanadel
COMMISSIONE V (Quality control and quality assurance of welded products)
V-1495-11
Non-destructive characterization of nickel-base hardface deposit on austenitic stainless
steel through eddy current and magnetic Barkhausen techniques, by Gopa Chakraborty, A.
Viswanath, C.K. Mukhopadhyay, V. Ramasubbu, S. K. Albert, B. P. C. Rao, A. K. Bhaduri, T. Jayakumar
V-1502-11
Proposal for a specific tool assessing relevance of replacing a NDT method or technique
with another one: the OPC approach, by Daniel Chauveau, Alain Michel, Gilbert Gras, Menouar
Houari, Fabrice Scandella, Pascal Dainelli
V-1498-11
Process monitoring and development system for toe radius,
by Anna Öberg, Peter Hammersberg, Lars-Erik Svensson, Hasse Olsson
COMMISSIONE VIII (Health, safety and environment)
VIII-2123-11
Health and safety risks in welding activities, by Luca Costa, Wolfgang Zschische
VIII-2109R1-11 Focus on international and regional standards, by Luca Costa, Mathias Lundin
COMMISSIONE IX (Behaviour of metals subjected to welding)
IX-2355-11
Welding duplex stainless steels – A review of current recommendations, by L. Karlsson
IX-2356r1-11
Low energy input and high dilution welding of duplex stainless steels, by L. Karlsson
IX-2358-11
Modelization of G-ferrite content in austenitic stainless steel weld metals,
by María Asunción Valiente Bermejo
IX-2359-11
Influence of the alloy level (Creq+Nieq) on the transition between [AF] and [FA] solidification
modes in austenitic stainless steel weld metals, by María Asunción Valiente Bermejo
IX-2360-11
Key-hole plasma arc welding of 8 mm thick maraging steel – a comparison with multi-pass
GTAW, by M. K. Mukherjee, Renu Gupta, Rajesh Reddy
IX-2361-11
Mesoscale modeling of hydrogen diffusion in duplex stainless steel, by T. Mente, Th.
Boellinghaus
IX-2362-11
Study of the influence of tungsten in superduplex stainless steel welds, by S. Wessman,
L. Karlsson, R. Pettersson, A. Östberg
IX-2370-11
Effect of prior austenite grain size of the base metal in improving type IV cracking resistance
of boron containing modified 9Cr-1Mo steel weld joints,
by C. R. Das, S. K. Albert, J. Swaminathan, A. K. Bhaduri, B. S. Murty
IX-2371-11
Hot cracking behavior of 9 % chromium steels, by S. Manimozhi, S. Suresh, V. Muthupandy
IX-2373-11
Influence of Ti and B additions on grain size and weldability of aluminium alloy 6082,
by P. Schempp, C. E. Cross, C. Schwenk, M. Rethmeier
222 Rivista Italiana della Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2012
G. Costa - In India a Chennai, l’antica Madras, dal 17 al 22 Luglio 2011 il 64° Congresso Annuale dell’IIW
IX-2374-11
Microstructure investigation on a Ti-6Al-4V alloy friction stir welded with a new tool
generation materials, by M. V. Renteria, J. F. Dos Santos
IX-2376-11
Influences of welding processes and post weld ageing treatment on mechanical and
metallurgical properties of AA2219 aluminium alloy joints, by S. Malarvizhi, V. Balasubramani
IX-2364-11
Cold cracking susceptibility of austenitic and martensitic weld metals,
by T. Kasuya, Y. Hashiba, H. Inoue, T. Nose, K. Ito, M. Enoki
IX-2365-11
Characteristics of inclusions in rutile-type FCAW weld metal,
by J.-S. Seo, K.-H. Kim, C.-G. Lee, H.-J. Kim
IX-2366-11
Efficient estimation of volumetric heat source in fusion welding process simulation,
by S. Bag, D. V. Kiran, A. De
IX-2367-11
Effect of welding and heat-treatment parameters on mechanical properties of quenched &
tempered steel and weld metal, by S. Das, R. Patel, M. Ghosh
IX-2368-11
Electron beam welding of a TMCP steel with 700 MPa yield strength,
by W. Maurer, W. Ernst, R. Rauch, S. Kapl, A. Pohl, T. Krüssel, R. Vallant, N. Enzinger
COMMISSIONE XII (Arc welding processes and production systems)
XII-2026-11
Model based self-optimization of GMAW-processes,
by U. Reisgen, M. Beckers, G. Buchholz, K. Willms
XII-2033-11
Development of seamless flux cored wire for high strength steel,
by R. Shimura, H. Nagasaki, Y. Totsuka, S. Nakamura
XII-2024-11
Reduction of hexavalent chromium concentration in stainless steel welding fume,
by H. Sugahara, T. Ikeda, H. Watanabe
XII-2018-11
Solutions to overcome physical phenomena limiting speed in thin sheet welding,
by J-P. Planckaert, J-M. Fortain
XII-2037-11
SG-212-1193-11 - Simulations of weld pool dynamics in V-groove pipe welding,
by D-W. Cho, S-J. Na, M-H. Cho, J-S. Lee
XII-2039-11
SG-212-1201-11 - Research on laser-arc hybrid welding of HT780 steel,
by T. Suga, Y. Murai, T. Kobashi, T. Ueyama, T. Era, Y. Ueda, M. Sato, N. Hara
XII-2036-11
SG-212-1192-11 - Influence of driving forces on weld pool dynamics in GTA and laser
welding, by S-W. Han, W-I. Cho, S-J. Na, C-H. Kim
XII-2048-11
SG-212-1206-11/IV-1064-11 - Microstructure and properties of laser deposited and wrought
alloy K-500 (UNS N05500), by P. Hochanadel
XII-2034-11
Development of on-site automatic welding system for large-sized water wheel runner,
by T. Kato, K. Aoyama, T. Oodake, T. Aikawa, S. Asai, S. Sato
XII-2031-11
A new technology for designation the efficiency of gas shielded arc welding gives new
findings, by André Hälsig, Mario Kusch
XII-2035-11
Development of all position GTA welding robot system, by Y. Ikezawa, A. Aoki, M. Takeichi, C. Ito
COMMISSIONE XIII (Fatigue of welded components and structures)
XIII-2394-11
Fatigue behaviour of welded joints treated by high frequency hammering: Experimental
study, by G. Le Quilliec, H.-P. Lieurade, M. Bousseau, M. Drissi-Habti, G. Inglebert, P. Macquet, L. Jubin
XIII-2362-11
Overview of fatigue data for high frequency peened welded joints,
by H. C. Yildirim, G. B. Marquis
XIII-2379-11
Fatigue strength of thin-plated block joints with typical shipbuilding imperfections,
by L. Eggert, W. Fricke, H. Paetzold
XIII-2369-11
An efficient meshing approach for the calculation of notch stresses,
by J. Baumgartner, T. Bruder
XIII-2368-11
Corrosion fatigue of welded aluminium vehicle structures under constant and variable
amplitude loadings, by C. M. Sonsino, C. Morgenstern, M. Streicher, H. Oppermann, A. M. Schmid
Rivista Italiana della Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2012 223
G. Costa - In India a Chennai, l’antica Madras, dal 17 al 22 Luglio 2011 il 64° Congresso Annuale dell’IIW
XIII-2363-11
A computational approach for fatigue life prediction in shot peened welded joints,
by B. Athreya, L. Pan, W. Huang, J. Forck
XIII-2376-11
Effect of UIT on fatigue strength of web-gusset welded joints considering service condition
of steel structures, by T. Mori, H. Shimanuki, M. Tanaka
XIII-2377-11
Effect of preload and stress ratio on fatigue strength of welded joints improved by
ultrasonic impact treatment, by T. Okawa, H. Shimanuki, Y. Funatsu, T. Nose, Y. Sumi
XIII-2378-11
Improvement effect of fatigue strength by peening treatment under variable amplitude
loading, by M. Tai, Ch. Miki
COMMISSIONE XVI (Polymer joining and adhesive technology)
XVI-911-11
Description of transmitted energy during laser transmission welding of polymers,
by P. J. Bates, M. Chen, G. Zak
XVI-915-11
Analytical prediction of mechanical properties of adhesive bonded joints under cyclic load
regarding production tolerances, by Dominik Teutenberg, Ortwin Hahn
XVI-919-11
Current advances in friction-based joining of polymer-metal hybrid structures,
by Sergio T. Amancio-Filho, Jorge F. Dos Santos
COMITATO RISTRETTO AUTO (Automotive)
SC-AUTO-43-11 Comparison between CO2- and Nd:YAG-laser beam welding of high strength CrMnNi-steels
for the automotive industry, by V. Quiroz, A. Gumenyuk, M. Rethmeier
SC-AUTO-47-11 Performance of tensile tested resistance spot welded joints at various angles,
by Nick den Uijl, Fouad Azakane, Samet Kilic, Vincent Docter
SC-AUTO-48-11 Structural performance of adhesive and weld bonded joints in AHSS,
by S. Smith, J. M. Vrenken, T. Van Der Veldt
SC-AUTO-50-11 Resistance projection welding of weld nuts on high-strength steel, by H. Cramer, T. Bschorr
GRUPPO DI STUDIO 212 (Physics of Welding)
SG-212-1194-11 Analyses of dynamic behavior of metal vapor in gas metal arcs by monochromatic images
using high-speed video-camera, by M. Tanaka, Y. Tsujimura, H. Sawato, K. Ito
SG-212-1197-11 Spectral diagnostics of a pulsed gas metal arc welding process,
by G. Gött, D. Uhrlandt, R. Kozakov, H. Schöpp
SG-212-1195-11 Numerical analyses of gas metal arc with metal vapor for heat source of welding,
by Y. Tsujimura, M. Tanaka
SG-212-1189-11 Electric welding arc modelling and simulation with the three-dimensional solver
OpenFOAM, by I. Choquet, H. Nilsson, A. J. Shirvan, N. Stenbacka
SG-212-1193-11 XII-2037-11 - Simulations of weld pool dynamics in V-groove pipe welding,
by D-W. Cho, S-J. Na, M-H. Cho, J-S. Lee
SG-212-1201-11 XII-2039-11 - Research on laser-arc hybrid welding of HT780 steel,
by T. Suga, Y. Murai, T. Kobashi, T. Ueyama, T. Era, Y. Ueda, M. Sato, N. Hara
SG-212-1192-11 XII-2036-1I - Influence of driving forces on weld pool dynamics in GTA and laser welding,
by S-W. Han, W-I. Cho, S-J. Na, C-H. Kim
SG-212-1206-11 XII-2048-11/IV-1064-1I - Microstructure and properties of laser deposited and wrought
alloy K-500 (UNS N05500), by P. Hochanadel
SG-212-1187-11 Simulation of droplet detachment in GMA welding, by U. Reisgen, O. Mokrov, A. Zabirov
224 Rivista Italiana della Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2012
G. Costa - In India a Chennai, l’antica Madras, dal 17 al 22 Luglio 2011 il 64° Congresso Annuale dell’IIW
TABELLA XI – Principali azioni e documenti approvati per la normazione
COMMISSIONE II (Arc welding and filler metals)
II-1784-11(*)
II-1787-11(*)
II-1786-11(*)
Proposed resolution of conflitcts between ISO 17655 and ISO8249. It is recommended that the
changes contained in document II-1784-11 (II-E-611-11) be applied to ISO 17655 and, since it is
a weld metal testing standard, it is offered to take responsibilty to prepare a revision.
Confirmation ISO 8249 - Scope: Determination of ferrite number (FN) in austenitic and duplex
ferritic-austenitic Cu-Ni stainless steels.
Systematic review comments - Recommendation, Revision ISO 6847 - Scope: Welding
consumables - Deposition of a weld metal pad for chemical analysis.
COMMISSIONE III (Resistance welding, solid state welding and allied joining processes)
III-1621-11(*)
III-1622-11(*)
III-1618-11(***)
III-1619-11(***)
III-1620-11(***)
III-1621-11(***)
III-1622-11(***)
Resistance welding - Destructive testing of welds - Specimen dimensions and procedure for
impact tensile shear test and cross-tension testing, Justification and aim of the document: to keep
the consistency with the new ISO17677-1
Resistance welding - Procedure for spot welding of uncoated and coated low carbon steels Justification and aim of the document: to keep the consistency with the new ISO17677-1
Resistance welding - Testing of welds - Peel and chisel testing of resistance spot and projection
welds, ISO Work Item: ISO/CD 10447
Resistance welding - Destructive Testing of welds - Specimen dimension and procedure for cross
tension testing resistance spot and embossed projection welds, ISO Work Item: ISO/CD 14272
Resistance welding - Destructive Testing of welds - Specimen dimensions and procedure for
tensile shear testing resistance, spot, seam and embossed projection welds, ISO Work Item: ISO/
CD 14273
Resistance welding - Destructive testing of welds - Specimen dimensions and procedure for
impact tensile shear test and cross-tension testing, ISO Work Item: ISO/CD 14323
Resistance welding - Procedure for spot welding of uncoated and coated low carbon steels, ISO
Work Item: ISO/CD 14373
COMMISSIONE V (Quality control and quality assurance of welded products)
V-1508-11(***)
Non destructive testing: long range instpection of above ground pipeline and plant piping using
guided testing with axial propagation, New Standard.
COMITATO RISTRETTO QUAL (Quality Management in welding and allied processes)
SC-QUAL-152-11(**) Categorising the requirements for technical knowledge of responsible welding coordinators in
ISO 14731, by D. Shackleton, C. Eady
GRUPPO DI LAVORO Stand (Standardization)
Res.WG STAND(*) IIW Working Group Standardization requests ISO Central Secretariat to publish ISO 25239 Parts
1 through 5 without any Japanese patents unless specific information from those patent holders
is provided justifying potential infringement. IIW WG Standardization further requests ISO CS to
include the TWI patent release in any or all parts that they request.
(*)
Res.WG STAND IIW Working Group Standardization requests Commission V to decide by resolution on the
outcome of the systematic review of ISO 24497 Parts 1 through 3.
(*)
(**)
(***)
Risoluzione su azioni varie di normazione
Risoluzione per la trasmissione di proposte di norme all’ISO per l’approvazione finale come
Norma ISO
Risoluzione per l’approvazione finale (diretta) come Norma IIW-ISO
Rivista Italiana della Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2012 225
G. Costa - In India a Chennai, l’antica Madras, dal 17 al 22 Luglio 2011 il 64° Congresso Annuale dell’IIW
6. Riunioni delle Unità di Lavoro
ed Amministrative dell’IAB
TABELLA XII - Volumi dell’IIW pubblicati da case editrici esterne
Dal 18 al 20 Luglio 2011 (ed inoltre in
alcune riunioni tecniche preparatorie
tenute nei giorni immediatamente precedenti), l’International Authorization
Board (IAB) ha proseguito l’attività di
gestione e aggiornamento del Sistema
Internazionale per la Formazione, la
Qualificazione e la Certificazione del
Personale di Saldatura, nonché del
Sistema per la Certificazione delle
Aziende (in accordo a ISO 3834),
sistemi entrambi acquisiti a suo tempo dall’European Welding Federation
(www.ewf.be), che ha iniziato tali attività all’inizio degli anni novanta.
Il Sistema Internazionale per la Formazione e la Qualificazione dell’IAB
copre per il momento cinque figure professionali di “fabbricazione”
(dall’ingegnere al saldatore), tre figure
di “ispezione” (dal Comprehensive al
Basic), l’ulteriore figura dell’ “International Welded Structures Designer”,
ed infine la figura di “International
Welder” (Tab. XIV) ed è in continua
espansione.
Il sistema IAB è altamente considerato
a livello internazionale, è supportato
dall’industria e da organismi di forma-
Pubblicazione
Titolo e Riferimenti
Fatigue analysis of welded components - Designer’ s guide
to the structural hot-spot stress approach
IIW-1430-00 (ex-doc. XIII-1819-00 / XV-1090-01) by E. Niemi,
W. Fricke, S. J. Maddox, BOOK-2006-01 (56 pages)
Publisher: Woodhead Publishing Limited, ISBN 13: 978 1 84569 124 0
Fatigue design procedure for welded hollow section joints
IIW-1055-89 (ex-doc. XIII-1804-99 / XV-1035-99) by X.-L. Zhao,
J. A. Packer (editors) BOOK-1999-02 (90 pages)
Publisher: Woodhead Publishing Limited, ISBN 13: 978 1 85573 522 4
Fatigue design of welded joints and components
IIW-1823-07 (ex-doc. XIII-2151r4-07 / XV-1254r4-07)
by A. Hobbacher BOOK-2009-01 (144 pages)
Publisher: Welding Research Council, Inc. WRC Bulletin 520,
ISBN: 1-58145-527-5
Stress determination for fatigue analysis of welded
components
IIW-1221-93 (ex-doc. XIII-1458-92 / XV-797-92) by E. Niemi (editor)
BOOK-1995-01 (80 pages)
Publisher: Woodhead Publishing Limited, ISBN 13: 978 1 85573-213-1
Non-destructive examination of underwater welded
structures
IIW-1372-97 (ex-doc. V-1097-97) by V. S. Davey, O. Forli, G. A. Raine
and R. Whillock BOOK-1999-01 (84 pages)
Publisher: Woodhead Publishing Limited, ISBN: 978 1 85573 427 2
Reference radiographs for assessment of weld imperfections according to ISO 5817 - Interpretation of arc-welded
butt joints in steel
IIW (ex-doc.V-1328-05) BOOK-2005-01 (60 radiographs)
Trilingual (English / French / German)
Publisher: DVS-Verlag, ISBN 978-3-87155-787-3
TABELLA XIII – Missione, struttura e attività dell’International Authorization Board dell’IIW
Missione
La missione dell’IAB, creato dall’IIW nel 2002, è quella di sviluppare ed applicare su base globale il sistema IIW di addestramento,
formazione, qualificazione e certificazione di personale ed aziende. In particolare l’IAB ha lo scopo di aggiornare e gestire il sistema
di garanzia della qualità che controlla il funzionamento del sistema e di pubblicare le linee guida che ne sono alla base in quanto definiscono i requisiti minimi per l’addestramento, la formazione, la qualificazione e la certificazione, così come le regole per gli esami, la
qualificazione e la certificazione.
Struttura
Per assicurare il funzionamento del sistema, l’IAB nomina in ogni Paese un ANB, “Authorized National Body”, ed un ANBCC,
“Authorized National Body for Company Certification,” che rispettivamente supervisionano tutte le attività nazionali per il personale
e per le aziende. I Paesi che partecipano al Sistema Internazionale dell’IAB con un ANB sono attualmente quarantatre, mentre quelli
che partecipano anche con un ANBCC sono diciannove, quattordici europei (tramite degli ANBCC EWF/IIW, tra cui IIS CERT) e
cinque extraeuropei (mediante delle ANBCC IIW). IIS CERT dell’Istituto Italiano della Saldatura è l’“Authorized National Body” e
l’“Authorized National Body for Company Certification” del nostro Paese.
Attività
Per quanto riguarda il personale il Sistema Internazionale copre per il momento la qualificazione di cinque figure di “fabbricazione”, tre
figure di “ispezione” ed altre, ma è in continua espansione; alcune qualificazioni sono tra l’altro richiamate in appendici di importanti
normative nazionali ed internazionali. In particolare sono stati rilasciati, dal 2004 alla fine del 2010, un totale di quasi settantamila diplomi IIW di qualificazione del personale, di cui oltre 10000 in quell’anno. L’attività di certificazione, sia del personale che delle aziende
(quest’ultima con riferimento all’ISO 3834), iniziata nel 2008 sulla base degli esistenti sistemi dell’EWF ha già condotto, nel 2009, al
rilascio di oltre 250 certificati per il personale e 500 per le aziende, in vari paesi del mondo. Tutte le linee guida per la certificazione
vengono elaborate da un importante gruppo di lavoro (IAB/WG6), presieduto dall’Ing. Stefano Morra dell’IIS CERT.
L’IAB ha inoltre creato un gruppo permanente per seguire la promozione del sistema di qualificazione e certificazione IIW ed integrare,
sempre sulla base dell’esistente sistema EWF, l’attività di qualificazione e certificazione del personale con quella di certificazione delle
aziende.
226 Rivista Italiana della Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2012
G. Costa - In India a Chennai, l’antica Madras, dal 17 al 22 Luglio 2011 il 64° Congresso Annuale dell’IIW
TABELLA XIV - Regole e linee guida di riferimento dell’IAB
Regole generali per la qualificazione del personale
IAB-001-2000/EWF-416
Rules for the Implementation of IIW Guidelines
Linee guida per la qualificazione di figure di fabbricazione
IAB -341-12
IAB-089-2002
EWF-452-467-480-481
Rules for Implementation of IIW Scheme for Certification of Personnel with Welding
Coordination Responsibilities
IW – International Welder
Linee guida per la qualificazione di figure di ispezione
IAB-041-2000/EWF-450
IWIP – International Welding Inspection Personnel - Comprehensive, Standard, Basic
Linee guida per la qualificazione di altre figure
IAB-201-04
International Welded Structures Designer
Linee guida per la certificazione delle aziende in accordo a ISO 3834
IAB -337-10
Interpretation and Implementation of ISO 3834 Requirements
IAB -338-12
Supplement for the Implementation of ISO 3834 Oriented to Welded Products
IAB -339-12
Rules for ANBCCs Operating the IIW Manufacturer CertiÀcation Scheme
IAB -340-12
ANBCC’s Assessment of Manufacturers of Welded Products Operating the IIW Manufacturer
CertiÀcation Scheme
N. B.: è in corso lo sviluppo di ulteriori linee guida:
ƒ International Welding Instructor
ƒ Distance Learning
ƒ Mechanised Welding Operator
ƒ Mechanical Destructive Tester
TABELLA XV – Composizione del nuovo Board e del Secretariat dell’IAB
President
Prof. Dr. Ing. Ulrich Dilthey (Germany)
Chairman of Group A:
Education, Training and Qualification
H. J. M. Bodt (The Netherlands)
Chairman of Group B:
Implementation and Authorization
S. Morra (Italy)
Europe Representative
C. Eady (United Kingdom)
Asia / Africa / Australia
Representative
C. Smallbone (Australia)
America Representative
C. Martin (Canada)
Chief Executive Officer
Mrs. Rute Ferraz
Secretariat - Officers
Mr. Italo Fernandes, Mrs. Olga Texeira
zione e certificazione ed apre la strada
ad un “sistema globale di formazione,
qualificazione e certificazione del personale di saldatura”; le qualificazioni delle prime figure di fabbricazione
sono tra l’altro richiamate in appendici
di varie importanti normative nazionali ed internazionali. Nella Tabella
XV è riportata la composizione del
nuovo Consiglio di Amministrazione
dell’IAB (che comprende l’Ing. Stefano Morra dell’IIS Cert, come Presidente del Gruppo B “Implementation
and Authorization”) e del Segretariato,
tradizionalmente affidato al Portogallo.
7. Conferenza Internazionale e
Sessione Poster
Nell’ambito del congresso si è svolta,
come di consueto, la Conferenza Inter-
Rivista Italiana della Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2012 227
G. Costa - In India a Chennai, l’antica Madras, dal 17 al 22 Luglio 2011 il 64° Congresso Annuale dell’IIW
Figura 8 - Il Capo della Delegazione Francese Dr. Abdelkrim Chehaibou conferisce al
Dr. Baldev Raj, Presidente entrante dell’IIW,
la “Targa Portevin”
nazionale “Global Trends in Joining,
Cutting and Surfacing Technology”,
che ha avuto luogo il 21 e 22 Luglio
2011, nell’ambito del “Chennai Trade
Center”, non lontano dai due alberghi sede del congresso, in grado di
ospitare fino a 2000 esperti. La conferenza è stata aperta dalla interessante Portevin Lecture “Development of
science-based technology of welding
and hardfacing for Indian fast reactor program”, tenuta dal Dr. Baldev
Raj, Presidente entrante dell’IIW, cui
il Capo della Delegazione Francese,
Dr. Abdelkrim Chehaibou, ha conferito
all’oratore la “Targa Portevin” (Fig. 8).
Nel suo insieme la conferenza ha compreso la presentazione, in 24 sessioni
distinte, di 113 memorie, tra cui 21 ad
Figura 10 - La Delegazione Italiana all’Assemblea Generale: a sinistra l’Ing. Stefano
Morra, a destra l’Ing. Luca Costa.
invito (Tab. XVI), che hanno consentito un ampio ed interessante scambio
di conoscenze e di vedute tra i presenti, per la maggior parte ricercatori,
progettisti, costruttori ed utilizzatori.
Nelle restanti 92 memorie, sono stati
in particolare approfonditi argomenti
quali: materiali di apporto e saldabilità di materiali base; processi ed
apparecchiature di giunzione; gestione
nella saldatura e nel taglio; ispezione e controllo; procedimenti speciali
di fabbricazione e saldatura; tecniche
di saldatura computerizzate; formazione e addestramento; progettazione
e fabbricazione di strutture saldate;
robotizzazione e automazione della
fabbricazione in saldatura; ambiente e
sicurezza nel taglio e nella saldatura;
Figura 9 - Il Board of Directors alla General Assembly
228 Rivista Italiana della Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2012
tecniche di riporto duro e superficiale;
processi ad energia elevata e concentrata; strategie e sviluppo di mercato.
La conferenza è stata anche arricchita dalla presentazione di 28 Poster,
relativi alla maggior parte dei suddetti
argomenti e ad altri ancora.
8. Riunioni amministrative e
sviluppi funzionali dell’IIW
Per quanto riguarda la gestione e l’ulteriore sviluppo funzionale dell’IIW,
di cui è riassunta nella Tabella XVII
la struttura generale, sono da segnalare
un certo numero di azioni decise in due
riunioni del Board of Directors tenute
all’inizio ed alla fine del congresso
(Tab. I), precisamente nei giorni 17 e
22 Luglio 2011, la prima in particolare
preparatoria della successiva General
Assembly dei Soci del 17 Luglio e la
seconda conclusiva per la chiusura del
Congresso e la formalizzazione delle
più importanti decisioni assunte nelle
precedenti riunioni tecniche, amministrative e gestionali (in particolare
quelle dell’IAB General Meeting e del
Technical Management Board), svoltesi negli ultimi giorni dei lavori.
La General Assembly, cui partecipano
fino ad un massimo di tre rappresentanti
per ogni Paese Membro dell’IIW, si è
riunita appunto nella mattinata della prima giornata del congresso, alla presenza
del Board of Directors (Fig. 9); la Delegazione Italiana (Fig. 10) era costituita
G. Costa - In India a Chennai, l’antica Madras, dal 17 al 22 Luglio 2011 il 64° Congresso Annuale dell’IIW
TABELLA XVI: Memorie ad invito della Conferenza Internazionale
Autore
Organizzazione
Argomento
J. C. LIPPOLD
The Ohio State University, USA
Assessing the weldability of new and
advanced materials
P. MAYRA
C. SCHLACHERB
Institute for Manufacturing and Welding, Chemnitz
University of Technology, Germany;
Institute for Materials Science and Welding, Graz
University of Technology, Austria
Critical issues with creep-exposed ferriticmartensitic welded joints for thermal power
plants
P. BENOIST
P. CALMON
CEA, LIST, Gif-sur-Yvette, F-91191, France
Reliability of non destructive techniques
based on a statistical simulation approach
W. ZSCHIESCHE
L. COSTA
Institution for Statutory Accident Insurance and
Prevention, Germany;
Chairman of IIW Commission VIII,
Italian Institute of Welding, Genova, Italy
Health and safety risks in welding activities
G. B. MARQUIS
Chairman of IIW Commission XIII, Professor of
Mechanics of Materials Aalto University, Department of
Applied Mechanics, Finland
Global trends in fatigue of welded
components and structures
V. KUJANPÄÄ
Lappeenranta University of Technology,
Laser Processing Centre, Finland
Challenges in thick-section laser welding of
austenitic stainless steels
Th. BÖLLINGHAUS
E. DABAH
T. MENTE
BAM Federal Institute for Materials Research and
Testing
New trends in investigating hydrogen
cracking and diffusion in steel welds
J. NORRISH
Chair in Materials Welding & Joining, Faculty of
Engineering University of Wollongong, Australia
Trends in welding research in Australia
Z. LI
T. ZHANG
F. YOUNG
The College of Materials Science and Engineering,
Beijing University of Technology, Beijing, China;
The Lincoln Electric Co., Ltd., Shanghai, China
Global progress and trends on welding
consumables for HSLA steel
J. K. HEE
Korea Institute of Industrial Technology (KITECH),
KOREA
Microstructural aspect of cold cracking in
high strength weld metals
L. KARLSSON
H. K. D. H. BHADESHIA
ESAB AB, Sweden;
Materials Science and Metallurgy, University of
Cambridge, UK
Novelty in welding consumables
G. S. BOOTH
H. G. PISARSKI
M. F. GITTOS
P. J. MUDGE
TWI Ltd, Cambridge, UK
New approches to assuring the integrity of
pipelines and risers
A. DE;
V. SRIVASTAVA
Mechanical Engineering Department, IIT Bombay, India;
Aditya Birla Science & Technology Company Ltd,
Mumbai, India
Present advances in resistance spot welding
of coated steel and aluminum alloy
A.V. KRISHNAN
Bharat Heavy Electricals Limited, Tiruchirappalli, India
Five decades of materials joining: The BHEL
experience
P. CHATTOPADHYAY
Larsen & Toubro Limited, Heavy Engineering Division,
India
Indian Heavy Engineering Industry - Creating
Global Benchmarks
P. DUTTA;
G. PHANIKUMAR
Department of Mechanical Engineering Indian Institute
of Science, Bangalore;
Department of Metallurgical and Materials Engineering
Indian Institute of Technology, Madras, INDIA
Joining of dissimilar metals: issues and
modelling techniques
Rivista Italiana della Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2012 229
G. Costa - In India a Chennai, l’antica Madras, dal 17 al 22 Luglio 2011 il 64° Congresso Annuale dell’IIW
A.K. BHADURI
S.K. ALBERT
M. VASUDEVAN
Materials Technology Division Indira Gandhi Centre for
Atomic Research, Kalpakkam, Tamil Nadu, India
Research based development of welding
technology for nuclear power plants
G. MADHUSUDHAN
REDDY
Metal Joining Group Defence Metallurgical Research
Laboratory, Kachanbagh, Hyderabad, India
Challenges in joining of non-ferrous metals
S.A. DAVID
Z. FENG
W. THOMAS
Consultant Retd. Corp Fellow; Group Leader Oak Ridge
National Laboratory (ORNL); Group Leader, Materials
Joining, (ORNL) & Retd. Principal Research Engineer, TWI
Cambridge UK
Friction technology for processing of
advanced materials: opportunities and
challenges
Y. HIRATA
Div. Materials and Manufacturing Science Graduate School
of Engineering, Osaka University, Japan
Recent progress of GMAW processes in
Japan
M. TANAKA
Joining and Welding Research Institute, Osaka University,
Japan
Visualizations and predictions of welding
arcs
TABELLA XVII: Struttura generale dell’IIW
dall’Ing. Francesco Bresciani dell’IIS
Service, dall’Ing. Luca Costa dell’IIS
(Capo Delegazione) e dall’Ing. Stefano Morra dell’IIS Cert.
L’assemblea, a seguito della precedente decisione del Board of Directors, ha
anzitutto proceduto ad insediare come
Presidente il Dr. Baldev Rai (India),
come Vicepresidenti il Dr. Luca Costa
(Italia) e il Dr. Chris Eady (Regno Unito) e, come Direttori, il Dr. U. Dilthey
(Germany) e il Dr. G. Marquis (Finland), cui sono anche state attribuite
rispettivamente le presidenze dell’IAB
(Tab. XV) e del TMB (Tab. XVIII),
rinnovando di conseguenza il Board
of Directors.
TABELLA XVIII - Membri del nuovo Board of Directors e del Secretariat dell’IIW
President
Dr. Baldev Raj (India)
Vice-Presidents
Dr. Luca Costa (Italy), Dr. C. Eady (United Kingdom),
Mr. Ray W. Shook (United States)
Treasurer
Prof. Dr. Damian Kotecki (United States)
Past-President
Prof. Dr. Ing. Ulrich Dilthey (Germany)
President of Technical Management Board (TMB)
Dr. G. Marquis (Finland)
President of International Authorisation Board (IAB)
U. Dilthey (Germany)
Directors
Mr. Daniel Almeida (Brazil), Prof. L. Coutinho (Portugal),
Prof. Dorin Dehelean (Rumania), Mrs. Hulya Gedik Sadiklar (Turkey),
Prof. Kazutoshi Nishimoto (Japan)
Chief executive Officer
Dr. Cécile Mayer (France)
Officers
Mrs. Lisa Durand (France), Mrs. Mireille Auber (France),
Ms. Véronique Souville (France)
230 Rivista Italiana della Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2012
G. Costa - In India a Chennai, l’antica Madras, dal 17 al 22 Luglio 2011 il 64° Congresso Annuale dell’IIW
Pertanto anche il Technical Management Board, TMB, è stato parzialmente rinnovato, con la nomina del
nuovo Presidente, G. Marquis (Finland) e l’ingresso dei nuovi membri
rappresentanti delle commissioni: K.
Middeldorf (Germany), V. Schöppner
(Germany) e R. Shaw (U.S.A.). Sono
poi stati eletti o rieletti i Presidenti di
una decina di Unità di Lavoro, essendo
scaduti i relativi termini, non più di
tre periodi di tre anni, previsti dalle
procedure vigenti; anche in questo caso
il nuovo incarico decorre dal termine
del congresso; la situazione aggiornata
è riportata nelle Tabelle VII e VIII.
Dal punto di vista amministrativo la
General Assembly, confermando il precedente parere favorevole del Board
of Directors, ha approvato il Business
Plan 2011/2015, nonché il Rapporto
sull’Attività 2010 ed il Bilancio 2010,
giudicandoli, come peraltro avvenuto
negli anni passati, molto soddisfacenti;
inoltre ha espresso il proprio particolare
compiacimento per i contatti in corso per l’ingresso nell’IIW di ulteriori
Paesi africani, americani ed asiatici,
che renderanno sempre più ampia e
diversificata l’attuale partecipazione
internazionale, ormai giunta a cinquantacinque Paesi di quattro continenti.
Infine è stato discusso ed aggiornato il
calendario dei Congressi Annuali IIW:
il prossimo (Fig. 11) si svolgerà a Denver (Colorado - USA, dal 8 al 13 Luglio
2012); i successivi avranno luogo a
Essen (Germania, dal 1 al 17 Settembre
2013), a Jeju Island (Corea, dal 13 al 18
Luglio 2014), a Helsinki (Finlandia, dal
28 Giugno al 3 Luglio 2015).
E’ stato anche discusso e messo a punto
il calendario dei Congressi Regionali
IIW: i prossimi si svolgeranno a Saltillo
(Messico) e a Johannesburg (Sud Africa, rispettivamente in Settembre e Ottobre 2012), a Singapore (Luglio 2013)
ed a Kolkata (India, 2014); è pure stato
concesso il patrocinio ad alcune interessanti manifestazioni nazionali organizzate da Membri IIW.
9. Programma sociale del
Congresso
Per i partecipanti al Congresso sono
stati organizzati diversi eventi sociali,
Figura 11 - Consegna della bandiera per il Congresso IIW 2012 a Denver. Da sinistra: Mr. R.
Ravi (India) e i Co-Presidenti USA Mr. Thomas M. Mustaleski e Dr. Damian Kotecki.
numerose visite tecniche e, soprattutto
per gli accompagnatori, visite turistiche. Con riferimento ai primi, oltre
alla già descritta “Cerimonia di Apertura” con il “Ricevimento di Benvenuto”, sono da citare: la “Notte Indiana”,
che ha riflesso il pieno splendore dei
colori, della musica, dell’ospitalità e
delle tradizioni indiane; il “Banchetto
di Gala”, che è stato accompagnato
da una rassegna di musica indiana, da
quella più antica a quella contemporanea; il “Programma Culturale” della
Conferenza Internazionale, che ha presentato “Meera - una saga di amore”,
balletto classico tradizionale indiano.
Per quanto riguarda le visite tecniche,
sono da ricordare quelle al “Centro
Indira Gandhi, per la ricerca atomica”,
all’“IIT – Chennai, Dipartimento di
Ingegneria Metallurgica e dei Materiali (MME)”, all’“ESAB India Ltd.”,
alla “Hyundai Motors India Ltd.”, alla
“Caterpillar India Private Ltd.”, alla
“Ford India Private Ltd.”, alla “Ador
Welding Ltd. (AWL)”.
Agli accompagnatori è stato offerto
anche uno speciale programma comprendente temi dedicati ad illustrare
particolari località e tradizioni indiane,
come “Esperienze di Yoga”, “Acconciature con il Sari”, “Arte Culinaria
Indiana”, “Visita al Centro delle Arti
Dakshina Chitra”, “Esperienze di Ballo Classico Indiano Bharathanatyam”.
Le visite turistiche hanno compreso
nove diversi programmi di mezza o
un’intera giornata in Chennai e quattro
escursioni pre e post congressuali di
tre o quattro giorni nei dintorni della
città.
10. Mostra Internazionale della
Saldatura, WELD INDIA 2011
WELD INDIA 2011, la 6a Mostra
Internazionale di Saldatura dell’India,
si è svolta dal 21 al 23 Luglio 2011 al
“Chennai Trade Centre”, contemporaneamente all’International Conference
2011 dell’IIW.
Alla mostra, relativa alla tecnologia e
metallurgia della saldatura, alle prove
sui materiali, ai controlli non distruttivi ed agli altri settori con questi
affini e connessi, hanno partecipato
166 espositori di elevato profilo, provenienti dall’India e da altri Paesi.
Circa 5000 sono stati i visitatori
sopraggiunti dall’industria che hanno potuto informarsi ed aggiornarsi
sulle ultime proposte di produttori
di materiali consumabili, apparecchia-
Rivista Italiana della Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2012 231
G. Costa - In India a Chennai, l’antica Madras, dal 17 al 22 Luglio 2011 il 64° Congresso Annuale dell’IIW
TABELLA XIX - Principali impegni della Delegazione Italiana nell’IIW
Org.
Nome
Impegni IIW / IAB
Impegni tecnici
IIS
Ing. Luca Costa
Vice Presidente IIW
Presidente IIW / Commissione VIII “Health, Safety and
Environment
Delegato IAB / Group A “Education, Training and
Qualification”
Presidente IAB / Group A/WG 3 “Welding Inspection
Personnel”
IIS Cert
Ing. Stefano Morra
Rappresentante Europeo
nell’IAB / Board
Presidente IAB / Group B “Implementation and
Authorization”
IIS Service
Ing. Stefano Botta
Delegato IIW / Commissione XV
Presidente IIW / WG “Ugo Guerrera Prize”
Esperto IIW / Commissione XIII
Ing. Francesco Bresciani
Delegato IIW / Commissione V
Presidente IIW / SC5 / WG “US Long Range Guided
Waves Standardization”
Delegato IIW / Commissione XI
Ing. Gian Luigi Cosso
Delegato IIW / Commissione X
Delegato IIW / Commissione XIII
Prof. Giovanni Meneghetti
Esperto IIW / Commissione XIII
Università
di Padova
ture, accessori, laboratori di prova,
costruttori, fabbricanti di materiali
grezzi, organizzazioni legate all’industria, consulenti.
Gli espositori hanno sfruttato questa
opportunità soprattutto per illustrare
nuove tecnologie e nuovi prodotti e
per cercare di raggiungere nuovi mercati, riscuotendo un ottimo successo.
11. Conclusione
Il 64o Congresso Annuale dell’International Institute of Welding, tornato
in Asia, a Chennai, dopo l’edizio-
ne di Istanbul, sede formalmente
considerata europea, ha riscosso un
importante successo. A questo proposito sono da sottolineare non solo
l’imponente partecipazione (più di
ottocento persone provenienti da 46
Paesi), l’interesse della localizzazione (per la prima volta in India) e
l’ottima organizzazione, ma anche
e soprattutto gli elevati contenuti
scientifici e tecnici, la rilevanza dei
documenti esaminati (circa quattrocento) ed approvati (un centinaio), le
interessanti discussioni e scambi di
esperienze che l’evento ha promosso e favorito tra i presenti e infine
l’importanza delle decisioni prese in
materia di certificazione internazionale di aziende, prodotti e personale.
Restano importanti da ricordare, sul
piano nazionale, le nomine a Vice
Presidente dell’IIW dell’Ing. Luca
Costa, (IIS) ed a Rappresentante
Europeo dello IAB dell’Ing. Stefano
Morra, (IIS Cert), gli altri prestigiosi incarichi dei componenti della
Delegazione Italiana (Tab. XIX) e,
sul piano internazionale, il generale apprezzamento per l’attività e
l’impegno di tutti i rappresentanti
del nostro Paese e del Gruppo IIS in
particolare.
Giulio COSTA, laureato in Ingegneria Industriale Elettrotecnica presso l’Università di Genova nel 1964, entrato
all’Istituto Italiano della Saldatura nel 1965, nel 1977 diventa Dirigente responsabile delle attività di Insegnamento,
Certificazione, Ricerca e Normazione. Come responsabile dei Comitati Tecnici dell’IIS, svolge intensa attività in
numerose Commissioni di studio e normazione nazionali, europee ed internazionali ricoprendo inoltre il ruolo di
Presidente della Commissione “Concezione e fabbricazione delle strutture saldate” dell’Istituto Internazionale
della Saldatura (IIW) dal 1986 al 1997 e di Presidente della Commissione “Saldature” dell’UNI dal 1991 al 2009.
Nominato Vice-Segretario Generale nel 1985, è Segretario Generale dell’IIS dal 1990 al 1996. Nello stesso periodo
viene inoltre nominato Tesoriere dell’IIW e Membro del Board of Directors dell’IIW e dell’European Welding
Federation (EWF); dal 1990 al 2002 è Presidente del Comitato “Publication” dell’IIW. Dal 1997 è Membro del
Comitato Direttivo e Consulente Generale Onorario dell’IIS. Dal 1999 al 2001 è Presidente dell’EWF e nuovamente
Membro del Board of Directors dell’IIW. Dal 2000 al 2009 è Capo del Gruppo Settoriale “Protezione individuale e
beni di largo consumo” della Commissione Centrale Tecnica dell’UNI. Nel 2011 è nominato Vice Presidente dell’IIS.
232 Rivista Italiana della Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2012
2
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International Institute of Welding
W. Perret et al. - Case study for welding simulation in the automotive industry
Case study for welding
simulation in the
automotive industry (°)
W. Perret *
R. Thater **
U. Alber **
C. Schwenk *
M. Rethmeier *
Summary
1. Introduction
Arc welding processes cause a highly
non-uniform heating of the parts being
joined, resulting in residual stresses
and distortions. These negative heat
effects of welding are of major concern in the automotive industry.
The experimental procedures to
keep the welded assembly within the
required tight tolerances are still usually done with an experimental tryand-error optimization process.
This approach is in contrast to the
continuous demand to decrease development time and costs. A prior simulation could reduce this experimental
(°) Doc. IIW- 2214, Recommended for Publication by SC-Auto “Select Committee Automotive and Road Transport”
* Federal Institute for Materials Research and
Testing (BAM), Berlin (Germany)
** AUDI AG, Neckarsulm, (Germany)
Welding is one of the most widely used joining processes in structural applications,
like in car body production in the automotive industry. It is well-known that distortions and residual stresses occur during and after the welding process.
Many procedures exist to decrease these negative heat effects of welding, but are
often coupled with highly cost intensive experiments. For several decades, simulation
models have been developed to understand and predict the heat effects of welding
and to reduce experimental effort. In the production planning of various Original
Equipment Manufacturers (OEM), some simulation tools are already well established, e.g. for crash test, forming or casting simulations. For welding, the demand is
high but the implementation of welding simulation software is still not yet establiVKHG :HOGLQJLVDFRPSOH[SURFHVVDQGWKHGHYHORSPHQWRIDÁH[LEOHVLPXODWLRQ
tool, which produces good simulation results without expert knowledge in simulation,
is not an easy task. In this paper, a welded assembly from the automotive industry
has been simulated and compared to experimental data.
7HPSHUDWXUHÀHOGVDQGWUDQVLHQWGLVWRUWLRQGLVWULEXWLRQVKDYHEHHQPHDVXUHGZLWK
thermocouples and with an optical 3D deformations analysis tool, respectively.
The simulation has been run with a commercially available welding simulation sofWZDUH7KHVLPXODWHGWHPSHUDWXUHÀHOGVPDWFKWKHQXPHULFDORQHVSHUIHFWO\
The simulated distortions are also qualitatively in best agreement with the experimental ones. Quantitatively, a difference of approximately 20% between the simulated and the measured distortions is visible; this is acceptable considering the
VLPSOLÀFDWLRQVDQGDVVXPSWLRQVRIWKHVLPXODWLRQPRGHO7KHJOREDOWLPHWRVROXWLRQ
to get these results without expert knowledge in welding simulation was between
4 and 6 weeks, which is a reasonable time frame for an industrial application of
welding simulation.
IIW Thesaurus Keywords:
Aluminium Alloys; Al Mg Si Alloys; Automobile Engineering; Automobiles; Distortion;
Finite Elements Analysis; Mathematical Models; MIG Welding; Residual Stresses;
Simulating; Temperature; Vehicle Bodies; Welding.
Rivista Italiana della Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2012 235
W. Perret et al. - Case study for welding simulation in the automotive industry
effort significantly. The simulation of
the welding process is of interest since
several decades and three main areas
of research are to distinguish: the
process simulation which deals with
the fluid dynamics in the weld pool,
the material simulation, which is concerned with the microstructure evolution and the structural simulation [1].
The latter one is the main aspect in this
paper focused on the determination of
the distortions and residual stresses by
taking local plastic deformation and
solid state transformation effects into
consideration. In a welding structural
simulation approach, also referred to
as Computational Welding Mechanics,
CWM, the workflow is divided into a
thermal and a mechanical simulation,
Figure 1. A simplified phenomenological heat source model is normally
used to represent the heat of the welding process. Since this model is not a
process model, but an abstract parameterized mathematical model, it has
to be calibrated in an iterative way so
that the resulting temperature field and
fusion zone fit the experimental data
well [2, 3]. A good agreement with the
simulated and the experimental thermal results is a pre-requisite for a high
quality of the mechanical simulation
of distortions [1].
The implementation of welding simulation in the automotive virtual process chain has been investigated by
[4]. However, an observation of the
current approach in the production
planning of various OEMs regarding
welding clearly highlights the fact that
welding simulation is not yet established. Only some single automotive
welded assemblies like a front-axle
carrier [5], rear-axle carriers [6, 7], a
gearwheel [8] and some fuel injector
components [9, 10] investigated with
various techniques, software and accuracy have already been published.
The implementation of welding simulation in the virtual process chain
is hindered by the welding simulation itself which still demands a high
expertise in materials, computing and
welding sciences. The major challenge
in CWM is to fulfill the industrial
requirements for a welding simula-
Figure 1 – Common workflow for execution of a structural welding simulation in CWM
Figure 2 – Investigated automotive assembly
236 Rivista Italiana della Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2012
tion software [11]. On the one hand,
in-house-codes or multi-purpose FEA
products, like Ansys, Abaqus or Marc
are very flexible and in theory already
enable simulating most welding processes with different degrees of complexity. Nevertheless, the pre-requisite
expert knowledge and the computational costs increase exponentially
with the complexity of the simulation.
On the other hand, special simulation
software packages, like Sysweld [12],
have been designed with a particular
focus on welding.
In such programs many tools are available, e.g. a tool to consider solid state
transformations or a tool for the heat
source, etc. These software suites are
very powerful and enable to get good
results in reasonable calculation time.
However, they are mainly implemented in research institutions and a wide
industrial application is still not yet
established.
In most cases, the time to solution
hinders an industrial application; in
a previous published work [13], this
time is divided in three phases, the
pre-processing time, the calculation
time and the post-processing time.
Even with a short calculation time, the
pre and post-processing times can take
up to several weeks or even months
for a single simulation task. A userfriendly and intuitive interface could
decrease this time significantly and
make an industrial application of welding simulation possible [13].
Recently, this need for a user-friendly
interface has been taken into consideration in welding simulation software-
W. Perret et al. - Case study for welding simulation in the automotive industry
this paper for the welding simulation
of this automotive welded assembly
can be used for further applications.
2.2 Experiment preparation
Figure 3 – Weld classification of the welded assembly
Figure 4 – Reproduction of the real clamping fixture
packages like “Weld Planner” [14] or
“Simufact.welding” [15].
In this work, “Simufact.welding” has
been used to simulate the distortions
of an automotive welded assembly as a
case study for automotive applications.
Each step of the work-flow in CWM
(Figure 1) has been implemented in
this study to achieve the simulation
of distortions and is presented in this
paper. Experiments have been done
and temperature fields, metallographic
cross-sections of the weld beads and
transient distortion distributions have
been measured. On the simulation
side, a non-linear transient simulation
has been implemented with a calibrated phenomenological heat source
model. The results of the simulation
are discussed and compared with the
experimental data.
2. Experimental set-up
2.1 Welded assembly
The welded assembly investigated in
this study, Figure 2 b, belongs to the
rear part of an AUDI-Space-Frame
(ASF®) of the AUDI A8. Its position
in the car body is illustrated in Figure
2 a. It is composed of five aluminum
extrusions, AlMgSi alloy. Four inserts
are lap-joined on a crossmember with
two MIG welds each, giving a total of
eight welds. The entire weld length
is approximately 500 mm. The total
welding time including robot movements is approximately 1.5 min.
A pulsed metal inert gas arc welding
process, MIG, is applied using AlSi12
consumables. A weaving motion is
used to make the weld bead wider.
All the clamping units are simultaneously released after the last weld.
This welded assembly is a good example for a welding simulation.
Its large size, its complex geometries
and clamping conditions are representative of an automotive application
and the necessary computational time
for the welding simulation is in an
acceptable time-frame as shown later
on. In this case, the real distortions of
this assembly are not critical and the
interest here is rather laid on proving
the ability of the welding simulation
tools to predict the heat effects of
welding. The approach described in
The declaration of the four inserts, the
welds and the welding direction are
plotted in Figure 3. The four inserts
are named from I1 to I4, the welds are
named Wxr and Wxl for the right and
the left weld of the insert x, respectively. The entire welding process is
done with one robot from W1r to W4l.
The welding parameters used in this
study are comparable to those in the
production line. The welding speed is
0.96 m/min (16.6 mm/s) and the energy
input (per unit length) 22.3 kJ/mm.
For the experimental part of this study,
a clamping fixture has been designed,
Figure 4. The position of the clamping
units in the production line has been
reproduced exactly in the model. CC1
and CC2 are the clamping units of
the crossmember; CI1 to CI4 are the
clamping units of the inserts.
In the production, each clamping unit
is released at the end of the welding
process. For this study, one clamping
unit must stay active to get a fixed
reference point on the crossmember,
which is required for the measurements of the transient distortion distributions. Here, the clamping CC1
has been fixed. It is to notice that in
this clamping configuration, the gravity force of the crossmember has a
significant influence on the distortion
measurement as explained in more
details in Section 3.3.3. Measurements
of transient temperature fields and distortions have been done. The measurement set-up is represented in Figure 5.
Thus, eight temperature distributions
are measured with thermocouples type
K (Ni/CrNi) with 0.5 mm diameter, T1
to T4 for the weld W4r and T5 to T8 for
the weld W3l, Figure 5c.
The distortions are measured between
the insert I1 and I2 with an optical 3D
deformation analysis system, Aramis.
Before the measurement, a stochastic
pattern is applied onto the specimen’s
measurement field, Figure 5.
Photogrammetric procedures then
enable capturing the transient evolution of the pattern during the welding
Rivista Italiana della Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2012 237
W. Perret et al. - Case study for welding simulation in the automotive industry
Figure 5
process and to translate it into a three
dimensional displacement.
Instantaneous 3D displacement fields
or local time based (transient) distribution can be recorded, see Figure 5a.
A transient analysis gives important
information about the quantitative and
the qualitative distortion distribution
from the welding time until the end of
the cooling time.
This information is useful to check the
validity of the simulation model.
3. Simulation set-up
3.1 Hardware and welding
simulation software
The simulation results presented in
this paper have been run with a fast
desktop PC (Intel Core i7 950@3 GHz
and 12 GB RAM) under Windows XP
64 bit. The welding simulation software used is the commercial software
“Simufact.welding”. Its target group is
the industrial manufacturing, including the automotive industry. “Simufact.welding” is a specialized interface
between different existing FEA solvers and the user.
The goal is to offer a wide variety of
solvers while guaranteeing a consistent handling. Here, the “Weldsimsolver” from the Institute for Energy
Technology IFE, Norway [16] has
been used.
3.2 Simplifications and assumptions
In a welding process, several complex
and highly non linear phenomena are
occurring simultaneously.
There is a lack of knowledge in fully
understanding all couplings of these
phenomena and their implementation
in a single process simulation model is
therefore not possible yet [1].
Furthermore, such a simulation model
would require an immense computing power with respect to the current
technology.
Thus, simplifications and assumptions are commonly used in a welding
simulation to enable decreasing the
complexity of the models and to keep
the computational time in a reasonable
frame.
In this study, the following most
important ones are used:
r Material isotropic and homogeneous, and material properties from
a similar AlMgSi alloy.
r Ideal geometries from the CAD
drawing without any defects.
r Ideal thermal boundary conditions (heat transfer to the environment through convection and
radiation).
r Ideal mechanical boundary conditions (contact between welded
assembly and clamping fixture
neglected – clamping considered
as fixation).
238 Rivista Italiana della Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2012
r
The crossmember, the inserts and
the filler metal are merged into
one geometry.
r The material history, i.e. residual
stresses, is neglected.
r Phenomenological heat source
model.
r Non-coupled thermal and the
mechanical simulation.
r The weaving motion is taken
into consideration indirectly.
These conditions allow running a simulation in an acceptable effort and
computational time.
However, since the model is not a
process model, it has to be calibrated
against experimental data to compensate the lack of physical information
[2, 3].
The crossmember, the inserts and the
filler material have been implemented
as one single merged geometry.
Thus, no contact is considered between
the welded parts themselves and the
filler material; this increases convergence behaviours significantly and
the calculation time is approximately
30% faster. This assumption is valid
because the clamping fixtures of the
inserts are near the weld bead hindering the movement of the parts during
the welding process.
To indirectly resemble the weaving
motion, two heat sources have been
implemented as explained in detail in
Section 4.1.
W. Perret et al. - Case study for welding simulation in the automotive industry
TABLE 1 – Chemical composition of the aluminium alloy of the crossmember, the inserts and the AlMgSi alloy from the literature [14]
3URÀOH
Chemical Composition [Mass %]
Si
Fe
Cu
Mn
Mg
Cr
Zn
Al
Crossmember
0.56
0.16
0.13
0.11
0.41
0
0.01
Balance
Insert
0.56
0.24
0
0.05
0.48
0
0
Balance
AlMgSi [14]
0.48
0.14
0.111
0.13
0.43
0.01
0.01
Balance
For the thermal boundary conditions,
a single ambient temperature, convection and radiation are considered, see
Section 3.3.
of all weld beads has been reproduced
from measured cross-sections.
3.3 Simulation preparation
In reality, material parameters are
changing with rising temperatures.
This phenomenon has a particular
influence during the welding process,
where the welded assembly is heated
inhomogeneously up to more than its
fusion temperature. Therefore, temperature dependent material properties are preferable within a welding
simulation. They are nevertheless not
always available up to the fusion temperature and their determination is
very expensive. For the AlMgSi alloy
of the welded assembly investigated
here, these temperature-dependent
material properties are not available
in the literature. Therefore, data from
a similar aluminum alloy have been
used. A comparison of the chemical
composition of its AlMgSi alloy with
those of the crossmember and the
inserts has been made and is presented
in Table 1. The composition of the
3.3.1 Meshing
The meshed parts and filler materials
must be imported from an external
meshing program. The mesh used in
this study is presented in Figure 6.
A very fine meshing around the weld
bead is compulsory to record the high
temperature gradients occurring in this
field. However, the higher the heat
conductivity of the welded material,
the lower the temperature gradients.
Therefore, the mesh density of an
aluminum part having a high heat conductivity, does not have to be as fine
as for a steel part. Thus, the element
size is roughly 2 mm around the weld
bead, between 2 mm and 4 mm in the
HAZ and 6 mm in the base metal. The
model contains approximately 150 000
nodes. The shape of the filler material
3.3.2
Material properties
three aluminum alloys is quite similar. If the thermal and the mechanical material properties of the AlMgSi
alloy are also similar to those of the
crossmember and inserts, this AlMgSi
alloy can be used for this study [17].
It is worth to notice that the AlMgSi
alloy has been thermally treated with a
temper T6 like the aluminum alloy of
the crossmember and the inserts. This
criterion is important to guarantee
similar mechanical material properties. The thermal and the mechanical material properties of the AlMgSi
alloy have been determined experimentally in [18] for the base metal,
BM, and for the heat-affected zone,
HAZ, Figure 7. The BM and HAZ value are only different for the yield stress
values (softening effect during welding).
The thermal and the mechanical material properties for the aluminum alloy of
the crossmember and of the inserts are
only available at ambient temperature
in [19] and the heat conductivity, the
density and the Young’s modulus are
160 W/mK, 2700 kg/m3 and 69 GPa,
respectively. These values correspond
well with those in Figure 7 at 20 °C.
Therefore AlMgSi alloy in [18] has
been implemented in this study.
3.3.3
Thermal and mechanical
boundary conditions
The following thermal and mechanical
boundary conditions have been implemented in the simulation model.
The major part of the heat produced
from the heat source diffuses in the
solid through conduction.
Nevertheless, a percentage of heat is
always lost in the atmosphere in form
of convection and radiation with the
following equation (1):
Figure 6 – Mesh of the crossmember, the inserts and of the weld bead
q = KT (T − T0) with KT = Kc + Kr
(1)
Rivista Italiana della Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2012 239
W. Perret et al. - Case study for welding simulation in the automotive industry
Figure 7 – Thermal and mechanical material properties (BM and HAZ) implemented in the simulation model, AlMgSi alloy [14]
where
q is the heat flux density in W × m−2 K−1,
T the temperature in °C,
T0 the temperature in °C (20 °C in this
study)
and
K T the heat transfer coefficient in
W × m-2 K-1
Kc and Kr are the convective and the
radiative term as described in Equation (2):
Kc = D
Kr = HV(T2 + T02) (T + T0)
Figure 8 – Phenomenological double ellipsoid heat source
(2)
where
D is the convective heat transfer coefficient in W × m−2K−1,
H the emissivity coefficient (0 < H < 1)
and V the Stefan-Boltzmann-constant.
The value of D and H are dependent of
the material taken into consideration and are taken from the literature [20].
For this study, D = 20 W × m −2K −1,
H = 0.25 (average value for aluminium). For the mechanical boundary
conditions, the nodes at the contact
surfaces between the crossmember or
the inserts and the clamping fixtures
have been fixed.
At these contact surfaces, the heat
conduction between the crossmember
or the inserts and the clamping fixtures is defined with the heat contact
heat transfer coefficient. The standard value D = 100 W × m −2 K−1 of
“Simufact.welding” has been used in
this study.
In the real production line, all the
clamping fixtures are released after
the welding process and the welded
assembly deforms freely and moves
arbitrarily to keep its equilibrium.
For the transient measurement of the
240 Rivista Italiana della Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2012
distortions, a fixed reference point on
the welded assembly has to be chosen.
Therefore, the clamping unit CC1 (see
Figure 4) stays fixed until the end of
the measurement.
3.3.4
Phenomenological heat
source model
A double ellipsoid heat source formulation according to [21] has been used
in the simulation model.
The configuration of this source is
represented in Figure 8. It contains
two ellipsoids qr and qf which enable
W. Perret et al. - Case study for welding simulation in the automotive industry
8, and the process efficiency K have
been varied. The calibrated heat input
model has been reached with a process
efficiency of 57 %, which corresponds
well with the efficiency of a MIG
process.
4. Results and discussion
4.1 Temperature field validation
Figure 9 – Indirect consideration of the weaving motion with two Goldak heat sources
considering an asymmetric amount of
heat in front of and behind the centre
of the source.
These ellipsoids are described as follows (3):
where
Q0 is the heat flux density in W × m−3
at the centre of the double ellipsoid.
a, b, cf and cr describe the depth, the
width, the frontal and rear length of
the ellipsoid respectively;
x’, y’ and z’ are the coordinates of an
arbitrary point P in the moving coordinate system (O’, x’, y’, z’).
U, I, K and Xare the voltage in Volt (V),
the current in Ampere (A), the process
efficiency and the welding speed in m/
min, respectively.
The experimental values of U, I and
X have been implemented in the
simulation model. Nevertheless, the
heat source model must be calibrated
against experimental data to correspond with the real ones, as shown in
the following section. For this calibration, the geometrical parameters of the
double ellipsoid heat source, Figure
The phenomenological double ellipsoid model described in Section 3.3.3
has to be calibrated against experimental data until the resulting simulated temperature distributions and weld
pool shapes fit the real measured ones
well. As explained in Section 2.2, the
temperature distributions are measured with thermocouples.
Their positions on the welded assembly are measured and used in the
numerical model in order to have comparable experimental and numerical
temperature fields.
The thermocouples are spot welded
onto the measured part with a circular
joint the dimension of which depends
on the diameter of the thermocouple
wires and on the spot welding tool.
A reference point must be chosen in
this circular area for the simulation.
The diameter of the thermocouples
used in this study is 0.5 mm and the
spot welded joints have a diameter of
approximately 1.0 mm.
Figure 10 – Results of temperature field calibration
Rivista Italiana della Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2012 241
W. Perret et al. - Case study for welding simulation in the automotive industry
Figure 11 – Influence of the gravity force on the simulation results
Thus, a tolerance of ± 0.5 mm for
the thermocouple position has been
considered in the simulation model to
calibrate the temperature fields.
The mechanical simulation results,
here distortions and residual stresses,
depend on the quality of the calibrated
temperature field. Three criteria define
a calibrated temperature field: the peak
temperature, the width of the peak and
the temperature distribution during the
cooling time. The peak temperature
gives information of the position of the
point chosen for the simulation.
The width of the peak is used to indirectly check the quantity of energy
in the model, i.e. the length and the
width of the weld pool. The temperature distribution during the cooling
time enables checking the boundary
conditions, e.g. if the convective heat
transfer coefficient is too high, the
numerical model cools faster than the
real one, etc..
Theoretically, a complete measurement of the three dimensional shape
of the weld pool should be used to
calibrate the temperature field but this
is only possible with a high experimental effort.
Therefore, metallurgical cross-sections perpendicular to the weld bead
are used to get information about the
weld pool geometry in the thickness,
in addition to the temperature cycle
measurements stated above.
These cross-sections can be compared
to the numerical model. Since the weld
pool geometry is not constant all along
the weld bead, an average of sev-
eral metallurgical cross-sections at the
middle of the weld bead has been used
for the comparison with the simulation
model. For this comparison, up to 10%
difference between the simulated and
the real cross-sections is a good result
[22]. As described in Section 2.1, the
weaving motion is responsible for a
wider weld pool geometry than with
a normal linear welding trajectory.
In order to reproduce such a fusion
zone, two Goldak heat sources have
been implemented in the simulation
model, Figure 9. The results of the
calibrated heat source model are plotted for the weld bead W1l and W2r in
Figure 10a. The temperature distributions of six thermocouples, T1 to T6
have been compared with the simulation model. The peak temperature, the
width of the peak and the cooling time
are perfectly reproduced with a difference of 3 % between the simulation
and the experimental results.
The fusion zones of the weld bead
W1l and W2r have been qualitatively
well reproduced with the simulation
model as illustrated in Figure 10b.
Quantitatively, the average difference
between the simulated and the measured fusion zones of each weld bead
W1l and W2r are less than 8 %, which
Figure 12 – Experimental and simulated transient distortion distribution – BM and HAZ material properties
242 Rivista Italiana della Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2012
W. Perret et al. - Case study for welding simulation in the automotive industry
Figure 13 – Repartition of the time to solution of the welding simulation of the automotive
welded part investigated in this study
is a good pre-requisite for the mechanical simulation of the distortions.
4.2 Distortion validation
The calibration of the phenomenological heat source model was made
within the thermal simulation.
This approach is commonly used
in CWM to decrease the calibration
time, but requires the thermal and
the mechanical simulation to be noncoupled (see Section 3.2). This means
that the mechanical results do not
have any influence on the thermal
simulation. In “Simufact.welding”
with the “Weldsim-solver”, the user
can choose between a thermal and a
thermo-mechanical simulation.
It is important to notice that this
thermo-mechanical simulation is noncoupled. A thermal and a mechanical
simulation are running successively
for each time increment.
The heat input model has been calibrated against experimental data and
should not be modified anymore in the
thermo-mechanical simulation part so
that the simulated distortions match
the measured ones.
If the distortions are not well reproduced, an investigation of the mechanical boundary conditions and the
mechanical material properties should
be done. In the following, the transient
distortion distributions have always
been analysed at the reference point A,
Figure 11a. The welding sequences of
the two simulations in Figure 11a and
of the real welding process correspond
well after the release of the clamping
units (except CC1, see Section 2.2) is
done simultaneously.
Qualitatively, the simulated distortion
distribution for point A is well reproduced for both simulations.
This means that the definition of the
contact between the clamping unit
CC1 and the crossmember (see Section 3.3.3) resembles the reality in
a good way. The crossmember is
approximately 1600 mm-long and
after the release of the clamping units,
a lever arm force acts against the
occurring bending forces and influences the measurement results.
In the first simulations, the gravity
was not taken into consideration and
the simulated distortion at point A
was 45 % higher than the measured
one, Figure 11a. The influence of the
gravity has been investigated in Figure
11b. At the maximum lever arm, the
distortion only due to the gravity force
reaches 2 mm.
Therefore, the gravity has been implemented in the simulation model.
The new simulated distortion at point
A is 17 % higher than the measured
one, which is an acceptable value
regarding the simplifications and
assumptions listed in Section 3.2.
It is well-known that the local tempering occurring around the weld bead
during the welding process leads to
the softening of the BM in the HAZ,
resulting in a diminution of the yield
stress in the HAZ, see Figure 7.
Some models allow considering this
phenomenon but are not implemented in this study. Here, a bandwidth
between the BM and the HAZ material
properties is considered, Figure 12.
In fact, the BM and the HAZ material properties are two extreme values
since the plastic deformation zone
around the weld pool, which is responsible for distortions, is composed of a
mixture between the BM and the HAZ
materials. The simulated distortion at
point A with the HAZ material properties is 4.5 % higher than with the
BM properties. This is due to the fact
that the yield stress of the HAZ zone
is lower than in the BM, see Figure 7.
If two materials are plastically
deformed with the same load, the
material with the lower yield stress is
more deformed than the other and in
welding, the local plastic deformations
due to the temperature gradients are
responsible for distortions.
4.3 Computational time
The high computational time in welding simulation hindered its wide industrialization in the last years. Today, the
increasing computing power enables
to run a 3D thermo-mechanical welding simulation for a large geometry,
like in the automobile industry, in one
or two days, which is an acceptable
time frame. However, the real time to
solution is the sum of the pre-processing time, i.e. meshing and simulation
set-up, the calculation time and the
post-processing time [13].
In most of the welding simulation
softwares the pre-processing time still
requires up to several months without
expert knowledge in this field.
This pre-processing time could be significantly reduced with a user-friendly
interface designed to fulfill the industrial requirements. “Simufact.welding”,
which has been used in this study, is
a special welding simulation software
for the industry and its ability to fulfill
the industrial requirements regarding
the user interface has been investigated in [13].
For this study, the pre-processing time,
which includes the preparation of the
simulation model and the calibration
of the thermal model, took between
three and six weeks depending on the
user expertise with “Simufact.welding” and whether a mesh from a previous simulation in the virtual process
chain, i.e forming simulation, is avail-
Rivista Italiana della Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2012 243
W. Perret et al. - Case study for welding simulation in the automotive industry
able and compatible with “Simufact.
welding”.
This time is really short in comparison
with other simulation software.
The thermo-mechanical simulation
lasted 13 h which is good but not faster
than with other welding simulation
software. Finally, all the simulation
results are directly available for postprocessing after the simulation.
The repartition of the computational
times is illustrated in Figure 13.
5. Summary and conclusions
A three-dimensional non-coupled thermo-mechanical welding simulation of
an automotive welded assembly has
been run with the welding simulation
software “Simufact.welding”.
The common workflow in CWM has
been followed in this study from setting the simplifications and assumptions of the model through the calibra-
tion of the thermal model to the final
calculation of the distortions.
Thus, the welded parts and the weld
beads have been imported as a single
merged part in the simulation model
and the weld process has been simplified with a phenomenological heat
source model. Welding experiments
have been carried out and transient
temperature fields and distortion distributions have been measured with
thermocouples and an optical 3D
deformation analysis system, respectively. The experimental temperature
field measurements have been used
to calibrate the thermal model and
the transient distortions to validate
the final statement of the simulation
model, i.e. the simulated transient distortions. Thus, the calibrated thermal
model enables the simulated temperature fields to match the experimental
data with 3 % difference. The resulting
simulated weld pool geometries differ less than 10 % from the measured
ones. Finally, after consideration of the
influence of the gravity force on the
welded assembly, the simulated distortions are qualitatively in best agreement
with the real ones and quantitatively
less than 20% higher, which is a good
result regarding the simplifications and
assumptions of the study. The computational time of one complete thermomechanical simulation with approximately 13 h is good but also reachable
with other welding simulation software. The pre-processing time, which
takes from one up to three weeks, is
short and enables the total time to
solution to be in a suitable time frame
for a welding simulation in the automotive industry. This case study shows
that the workflow of CWM coupled
with a welding simulation software
for industrial users enables to get good
predictions, quantitatively and qualitatively, of the distortions in a reasonable
time frame without expert knowledge
in welding simulation.
%LEOLRJUDÀD
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Sommario
Studio per l’applicazione di un modello di simulazione di saldatura nel settore automotive
La saldatura è uno dei processi più ampiamente utilizzati per applicazioni “strutturali”, come nella produzione di
autoveicoli nel settore automobilistico. È noto che distorsioni e tensioni residue si verifichino durante e dopo il processo di saldatura. Esistono diversi procedimenti per diminuire questi effetti termici negativi, ma sono spesso legati
ad elevati costi di intesiva sperimentazione. Per diversi decenni, i modelli di simulazione sono stati sviluppati per
comprendere e prevenire gli effetti termici della saldatura e per ridurre lo sforzo sperimentale.
Nella pianificazione della produzione di diversi “Original Equipment Manufacturers” (OEM), alcuni strumenti di simulazione sono già ben consolidati, ad esempio per i crash test o per le simulazioni di processi di formatura e fusione.
Per il processo di saldatura la richiesta è alta, ma l’implementazione di un software di simulazione non è stata ancora
realizzata. La saldatura è un processo complesso e lo sviluppo di uno strumento flessibile di simulazione, che produca
buoni risultati, senza avere un bagaglio di conoscenze specifiche, non è un compito facile. In questo articolo, è stata
simulata la giunzione di un insieme e confrontata con dati sperimentali. I range di temperatura e le variazioni nella
distribuzione delle tensioni sono stati misurati rispettivamente con termocoppie e con un strumento per l’analisi ottica
3D delle deformazioni. La simulazione è stata effettuata utilizzando un software disponibile in commercio.
I campi di temperatura simulati corrispondono perfettamente ai risultati delle elaborazioni numeriche.
Anche le distorsioni simulate sono qualitativamente in accordo con i dati sperimentali. Quantitativamente, è visibile una differenza di circa il 20% tra la distorsione simulata e quella misurata; questo è accettabile considerando le
semplificazioni del modello di simulazione. Il tempo globale per ottenere questi risultati, senza avere conoscenze
specifiche di simulazione in saldatura, è stato 4-6 settimane, che è un arco di tempo ragionevole per un’applicazione
industriale del modello di simulazione di saldatura.
Rivista Italiana della Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2012 245
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IIS Didattica
La saldatura ad ultrasuoni *
1. Introduzione
Gli ultrasuoni sono onde meccaniche
caratterizzate da valori della frequenza
di vibrazione situati per definizione al
di là del suono udibile dall’orecchio
umano, cioè oltre la soglia di frequenza fissata convenzionalmente intorno
a 20 kHz.
Lo studio di questa tipologia di onda
meccanica risale alla fine del 1700
con il naturalista Lazzaro Spallanzani
che conduce uno studio sulla capacità
dei pipistrelli di localizzare ostacoli
e prede tramite gli ultrasuoni emessi.
Verso la fine del XIX secolo, questo
fenomeno diventa oggetto di ulteriori
studi da parte dei fisici Lord Rayleigh
(che pubblica nel 1877 un trattato sulla
teoria del suono) e dei fratelli Pierre e
Jaques Curie (che nel 1880 giungono
alla scoperta dell’effetto piezoelettrico, tutt’ora sfruttato per la generazione
di onde ultrasonore).
Prime applicazioni pratiche di queste
onde si ritrovano a partire dal I conflitto bellico mondiale, dove venivano
*
Redazione a cura della Divisione Formazione
dell’Istituto Italiano della Saldatura, Genova.
impiegate come sonar per la rilevazione di sommergibili.
Per quanto riguarda, invece, la prima
applicazione degli ultrasuoni in campo
industriale, è necessario attendere sino
al 1946, data in cui viene costruito il
primo apparecchio in grado di misurare, in modo non invasivo, tramite onde
ultrasonore, lo spessore di lastre stressate termicamente o meccanicamente.
Nel 1960, infine, si giunge all’ideazione di un processo di saldatura che
sfrutti le onde ultrasonore: il processo
di saldatura ad ultrasuoni.
Questo processo di saldatura, caratterizzato da elevata qualità estetica
del giunto e rapidità di realizzazione,
viene impiegato per la produzione di
giunzioni a sovrapposizione di spessori sottili sia nel campo delle plastiche
che nel campo dei materiali metallici.
Un altro settore in cui la saldatura
ad ultrasuoni - o più precisamente,
in questo caso, la microsaldatura ad
ultrasuoni - trova ampio impiego risiede nella realizzazione di giunzioni su
componenti di microelettronica.
&HQQLDOODÀVLFDGHJOL
XOWUDVXRQL
Come accennato, gli ultrasuoni sono
onde meccaniche, cioè vibrazioni perpendicolari o parallele, rispetto alla
direzione di propagazione dell’onda,
degli atomi nell’intorno della loro
posizione di equilibrio.
Queste onde, a differenza delle onde
luminose (che avendo natura elettromagnetica sono in grado di propagarsi
nel vuoto) hanno bisogno per diffondersi di un mezzo fisico (solido, liquido o gassoso). Tuttavia, le onde ultrasonore rimangono un fenomeno fisico
ondulatorio, pertanto sono caratterizzate da parametri fisici quali principalmente: periodo, frequenza, lunghezza
d’onda e velocità di propagazione.
Con riferimento alla Figura 1, possiamo identificare il periodo “T” come
il tempo, espresso in secondi, che
intercorre tra due punti corrispettivi di
due onde consecutive e la frequenza
“f” come il numero di cicli che l’onda
compie in un determinato periodo di
tempo, definita dall’equazione:
f
1
T
L’unità di misura della frequenza è
l’hertz (Hz), definito come un ciclo al
secondo. Va notato che l’hertz è un’unità di misura piccola, nel senso che
i valori di frequenza espressi in hertz
normalmente utilizzati risultano particolarmente elevati, pertanto le frequenze vengono solitamente espresse
in multipli di questa unità di misura,
principalmente in kHz (103 cicli al
secondo) o MHz (106 cicli al secondo).
Rivista Italiana della Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2012 247
La saldatura ad ultrasuoni
La distanza tra due punti corrispettivi
di due onde consecutive è definita
come lunghezza d’onda “O”, espressa
generalmente in mm.
Se si rapportano la distanza ed il
tempo che intercorrono tra due punti corrispettivi, si ottiene la velocità
di propagazione dell’onda, definita
mediante l’equazione:
v
O
T
pertanto, ricordando che la frequenza
è definita come l’inverso del periodo,
possiamo definire la lunghezza d’onda
tramite la seguente relazione:
O
v
f
Questa relazione risulta di particolare
interesse, in quanto se ne può dedurre che all’aumentare della frequenza
dell’onda ultrasonora diminuisce la
lunghezza d’onda e viceversa, ovviamente a parità di velocità di propagazione dell’onda che, comunque,
rimane pressoché costante all’interno
di uno stesso materiale.
Questo spiega il perché - come si vedrà
più avanti - nel campo della saldatura
di laminati metallici, caratterizzati da
spessori che possono variare tra il
decimo di millimetro ed il millimetro,
si utilizzino frequenze dell’ordine dei
20 ÷ 40 kHz, mentre nel campo della saldatura in microelettronica, dove
gli spessori da saldare sono inferiori
anche di diversi ordini di grandezza,
si impieghino frequenze dell’ordine
dei 300 kHz.
La generazione degli ultrasuoni avviene per mezzo di elementi chiamati
trasduttori, cioè dispositivi in grado di
trasformare l’energia da una forma ad
un’altra; nel caso specifico, l’energia
elettrica fornita da un generatore in
energia meccanica (vibrazioni).
Tale conversione avviene sfruttando
diversi effetti; in questa sede si tratteranno brevemente l’effetto piezoelettrico e quello magnetostrittivo.
La radice piezo deriva dal greco e
significa pressione: la piezoelettricità
è, infatti, la capacità caratteristica di
alcuni materiali di generare una carica
elettrica se sottoposti ad una pressione
e, viceversa, la capacità di comprimersi ed espandersi se sottoposti ad un
campo elettrico alternato.
Più nel dettaglio, questo effetto,
riscontrabile in
diversi materiali
presenti in natura quali: il quarzo
(SiO2), il solfato
di litio (LiSO4) o
il sale di Rochelle, si manifesta nei
cristalli caratterizzati dall’avere uno
o più assi polari
oppure che mancano di un asse di
simmetria. Se su
un dischetto o una
lamina di tali materiali si applica una
pressione perpendicolare alle facce
parallele (Fig. 2),
si generano sulle
facce stesse cariche
Figura 1 - Rappresentazione grafica di: ampiezza A, periodo T e lunghezza d’onda O
248 Rivista Italiana della Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2012
elettriche uguali ma di segno opposto
che danno luogo ad una differenza di
potenziale U, definita dall’equazione:
U
h ˜ 'x
dove:
h
costante di deformazione piezoelettrica;
Δx variazione dello spessore della
lamina causata dalla forza applicata.
Data la reversibilità del fenomeno, se
viceversa viene applicata sulle due
facce, opportunamente metallizzate,
una differenza di potenziale U, la
lamina subirà una deformazione Δx
nella direzione dello spessore proporzionale all’intensità del campo applicato e di verso dipendente da quello
del campo; analogamente a prima,
Figura 2 - Monocristallo di quarzo con evidenziazione di taglio lungo un asse polare
(X-X)
La saldatura ad ultrasuoni
possiamo definire la deformazione Δx
tramite la relazione:
'x
d ˜U
dove:
d = coefficiente piezoelettrico;
U = differenza di potenziale applicata.
Per quanto riguarda i trasduttori
magnetostrittivi, essi basano il loro
principio sull’effetto della magnetostrizione, scoperto dal fisico James
Joule nel 1842 durante l’analisi di un
campione di nichel. Questo metallo,
infatti, come gli altri metalli ferromagnetici, è caratterizzato dalla presenza
di domini magnetici i quali, quando
il materiale non è sottoposto ad un
campo magnetico, sono orientati in
direzione casuale nello spazio ma, se
il materiale subisce una magnetizzazione, si orientano tutti lungo la stessa
direzione con una conseguente variazione dimensionale macroscopica che
può essere sia positiva (cioè il metallo
si espande, per cui si parla di magnetostrizione positiva), che negativa (cioè
il metallo si contrae, per cui si parla di
magnetostrizione negativa).
Nella Figura 3 è presentato un diagramma che riporta la risposta in termini di variazioni dimensionali ad un
campo magnetico applicato su differenti materiali metallici quali ferro,
cobalto e nichel.
te saldatura ad ultrasuoni anche giunti
Il processo di saldatura avviene
con funzioni strutturali.
sovrapponendo le due superfici da
unire ed applicando su di esse un
Oltre alla rapidità di esecuzione (i
carico normale costante durante tutto
tempi di saldatura variano dal decimo
il ciclo di saldatura. Una delle due
di secondo al secondo) e ad un’ottisuperfici viene posta in contatto con
ma qualità estetica del giunto, questo
uno strumento, detto sonotrodo, in
processo di saldatura presenta diversi
grado di trasmettere onde vibrazionali
vantaggi quali quello di essere un
a frequenza ultrasonora, mentre l’altra
processo di saldatura allo stato soliviene vincolata ad un supporto detto
do, dove non si riscontrano, pertanto,
incudine (anvil). Si genera, pertanto,
problemi derivanti dalla fusione locaun moto relativo trasversale tra le due
lizzata del materiale base; inoltre, non
superfici di contatto che comporta
raggiungendo temperature particolarla generazione di calore per attrito
mente elevate, è possibile unire fogli
con conseguente innalzamento della
sottili su substrati di spessore magtemperatura nella zona di saldatura;
giore. Un altro dei principali vantaggi
questo fenomeno promuove un flusso
che caratterizzano questo processo è
plastico di materiale permettendo, perla capacità di saldare tra loro metalli
tanto, l’unione tra i due materiali.
caratterizzati da proprietà chimico –
Le applicazioni industriali che vedofisiche molto differenti tra loro, come
no coinvolto questo
processo di saldatura
sono legate alla realizzazione di connessioni elettriche (un
esempio delle quali è riportato nella
Figura 4), alla produzione di laminati
sottili, all’imballaggio ed alla sigillatura di contenitori
ermetici; nel settore
automobilistico ed
aerospaziale vengoFigura 4 - USMW di contatti elettrici (cortesia Branson Ultrasound)
no realizzati median-
/DVDOGDWXUDDGXOWUDVXRQL
JHQHUDOLWj
La saldatura ad ultrasuoni dei metalli, identificata anche nella letteratura
internazionale ed anglosassone con
l’acronimo USMW (UltraSonic Metal
Welding), è un processo di saldatura
allo stato solido che permette di realizzare giunti a sovrapposizione tra
prodotti piani di spessore sottile (gli
spessori saldabili variano dal decimo
di millimetro ad un massimo di 3 mm)
di materiali metallici quali principalmente rame, alluminio, loro leghe e –
adottando opportuni accorgimenti, per
effetto delle maggiori difficoltà riscontrabili – anche alcune leghe ferrose.
Figura 3 - Effetto magnetostrittivo di ferro (Fe), cobalto (Co) e nichel (Ni)
Rivista Italiana della Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2012 249
La saldatura ad ultrasuoni
ad esempio la temperatura di fusione.
E’ possibile, infine, saldare materiali
che presentano una leggera ossidazione o contaminazione superficiale,
in quanto queste impurezze vengono
asportate all’inizio del ciclo di saldatura dal moto relativo tra le superfici
dei pezzi a contatto (va sottolineato
che ciò non esonera dall’effettuare
un’adeguata pulizia delle superfici da
saldare).
Come già accennato, questo processo
viene impiegato principalmente per
saldare alluminio, rame e loro leghe in
quanto la zona di saldatura conserva
ottime proprietà elettriche e la potenza necessaria alla realizzazione della
giunzione su questi materiali (caratterizzati da un’elevata conducibilità termica) è nettamente inferiore rispetto a
quella necessaria per saldare gli stessi
metalli con altri processi di saldatura.
Anche dal punto di vista dei costi e
della qualità del giunto la saldatura
ad ultrasuoni si rivela vantaggiosa: si
consideri, a titolo di esempio, il settore
della produzione di cablaggi, nel quale
il passaggio da processi più tradizionali al processo di saldatura ad ultrasuoni ha comportato un significativo
incremento della qualità del giunto, in
quanto viene preservata al meglio la
conducibilità elettrica del materiale,
con una diminuzione dei costi di produzione del 50%.
I limiti che questo processo presenta possono essere classificati in due
gruppi: il primo legato alla geometria del giunto realizzabile, il secondo
legato al massimo spessore saldabile.
Per quanto riguarda il primo limite,
con questo processo si possono realizzare unicamente giunzioni a sovrapposizione: non è possibile realizzare
giunti testa – testa o ad angolo in
quanto la configurazione della macchina di saldatura non lo permette.
Circa il massimo spessore saldabile,
questo valore varia in funzione di
diversi fattori, ma generalmente non
supera i 2 ÷ 3 mm (va sottolineato che
quanto detto si riferisce soltanto allo
spessore del pezzo a contatto con la
punta del sonotrodo).
$SSDUHFFKLDWXUH
Un impianto di saldatura ad ultrasuoni
è costituito fondamentalmente da due
elementi: il generatore e la testa di
saldatura, al cui interno è alloggiato il
gruppo vibrante costituito da trasduttore, booster e sonotrodo.
Il generatore provvede a modificare
i valori in uscita dalla rete elettrica,
portandoli a valori adatti al trasduttore. All’interno del generatore è infatti
installato un sistema di adattamento
d’impedenza, il cui valore deve essere
portato dai 50 ohm in uscita dalla rete
ai 103 ohm richiesti dal trasduttore.
Per quanto riguarda la frequenza di
rete, questa viene portata, tramite un
sistema alternatore – amplificatore,
da 50 Hz a 20 ÷ 40 kHz, valori caratteristici delle vibrazioni ultrasonore.
La tensione in uscita dal generatore, caratterizzata dai valori sopradetti
di frequenza, alimenta il trasduttore,
il quale la converte in
vibrazioni meccaniche di uguale frequenza. Queste vibrazioni,
caratterizzate da elevati
valori della frequenza ma bassi valori di
ampiezza,
vengono
indirizzate attraverso
un amplificatore meccanico
denominato
“booster”, che ha sia lo
scopo di incrementare il
valore della vibrazione
che quello di sostenere
il gruppo vibrante.
Una volta che le onde
sono caratterizzate da
valori adeguati di fre-
Figura 5 - Sistema di saldatura lateral – drive
250 Rivista Italiana della Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2012
quenza ed ampiezza, giungono al vero
e proprio utensile di saldatura: il sonotrodo. Trasduttore, booster e sonotrodo
sono i componenti che costituiscono il
gruppo vibrante, alloggiato all’interno della testa di saldatura e ad essa
vincolato, in modo da trasmettere le
vibrazioni unicamente ai componenti
da saldare, evitando che esse possano
propagarsi all’esterno.
In principio, venivano impiegati trasduttori magnetostrittivi soppiantati,
poi, da trasduttori piezoelettrici capaci
di garantire una maggiore efficienza;
tuttavia, va notato che anche questi
ultimi sono soggetti a riscaldamento
durante l’operazione di saldatura, per
tale motivo - quando si opera con elevate potenze - è necessario ricorrere a
sistemi di raffreddamento ad aria per
evitare eventuali danneggiamenti dei
componenti.
Il sonotrodo, generalmente realizzato in acciaio rapido, oltre a mettere
Figura 6 - Sistema di saldatura wedge – reed
La saldatura ad ultrasuoni
in vibrazione i pezzi da unire, ha lo
scopo di trasmettere la forza normale
alla superficie dei pezzi necessaria
a garantire il contatto intimo tra i
metalli.
Particolare cura va posta nella manutenzione del sonotrodo; nella saldatura
di alcune leghe, come ad esempio le
leghe di alluminio della serie 1000,
in cui si può avere un’adesione tra la
punta del sonotrodo e il pezzo che si
sta saldando. Per evitare questa situazione risulta efficace l’impiego di un
getto di acqua nebulizzata indirizzato
verso la punta dell’utensile.
Altro fenomeno che può verificarsi è lo scivolamento della punta del
sonotrodo sulla superficie del pezzo
quando l’ancoraggio non avvenga in
maniera soddisfacente. Questo viene evitato generalmente conferendo
alla punta dell’utensile una superficie
zigrinata o comunque caratterizzata da
una certa rugosità.
Nel caso in cui il sonotrodo cominci a manifestare segni di usura, può
comunque essere ravvivato meccanicamente, a patto che l’alterazione non
sia eccessiva; in questo caso, è necessario sostituirne la punta.
Ultimo elemento tipico di una saldatrice ad ultrasuoni è l’incudine: essa
ha lo scopo di sostenere e vincolare i
pezzi da saldare ed è caratterizzata da
una superficie piatta oppure modellata
in funzione della geometria del pezzo
che si sta saldando al fine di garantire
il miglior contatto. Analogamente a
quanto detto per la punta del sonotro-
do, anche la superficie dell’incudine
può essere caratterizzata da rugosità o
zigrinature per favorire l’ancoraggio.
Gli impianti di saldatura ad ultrasuoni
possono essere suddivisi in due tipologie: lateral – drive (ad azionamento
laterale, schematizzata nella Figura 5)
e wedge – reed (asta – cuneo, schematizzata nella Figura 6).
Nel sistema lateral – drive, il booster
è direttamente collegato al sonotrodo
che trasmette le vibrazioni ai pezzi, supportati dall’incudine. In questo
sistema, l’incudine è fisso e progettato
in modo da sostenere direttamente il
carico normale applicato tramite un
sistema di leve.
Nel sistema wedge – reed, invece,
il trasduttore è collegato, a mezzo
del booster (in questa configurazione
denominato wedge, ossia cuneo, data
la forma), ad un elemento vincolato
perpendicolarmente ad esso che prende il nome di reed (asta). A differenza
del sistema lateral – drive dove tutta
la vibrazione si propaga lungo l’asse
longitudinale del sistema, il reed subisce un modo di vibrazione trasversale
rispetto al booster. Altra differenza
rilevabile tra le due configurazioni è
che nel caso wedge – reed l’incudine può essere sia fissa che messa in
vibrazione solidalmente con il sonotrodo. Quest’ultimo elemento si occupa nuovamente di applicare il carico
normale alla superficie del pezzo non
più però attraverso un sistema di leve,
ma tramite un carico applicato all’estremità superiore del reed. Ad ogni
modo, nonostante le differenze sopra
elencate, un giunto realizzato con un
sistema lateral – drive o wedge – reed
risulta pressoché identico a parità,
ovviamente, di tutte le altre condizioni
di saldatura.
Altra classificazione delle macchine
di saldatura ad ultrasuoni, può essere
fatta in base al tipo di giunto realizzabile in quanto, a seconda della geometria del sonotrodo e dell’incudine, si
possono realizzare punti di saldatura
isolati o sovrapposti, linee continue o
giunti circonferenziali.
Il sistema di saldatura a punti produce singoli punti di giunzione tramite
l’applicazione di un impulso vibrazionale a frequenza ultrasonora. Le caratteristiche geometriche del punto di
saldatura (quali dimensione e forma)
sono direttamente correlate a quelle
della punta del sonotrodo; si possono
realizzare punti di forma ellittica, rettangolare (come riportato nella Figura
7) od irregolari, andando ad agire sulla
geometria della superficie del sonotrodo a contatto con il pezzo.
In linea generale, la geometria e la
dimensione dei punti di saldatura, sono
funzione della potenza della macchina
di saldatura, dello spessore dei pezzi
da unire e della natura del materiale
oltre che, ovviamente, del campo di
applicazione cui è destinato il giunto.
Sempre funzione dell’impiego finale
del giunto è anche la distanza che può
intercorrere tra due punti di saldatura;
questa può variare estremamente in
quanto si possono realizzare punti
Figura 7 - Punto di saldatura a geometria
rettangolare (cortesia Sonobond Ultrasonics)
Figura 8 - Realizzazione di una linea di saldatura ad ultrasuoni (cortesia Branson Ultrasonics)
Figura 9 - Saldatura ad ultrasuoni di fogli
metallici (cortesia Sonobond Ultrasonics)
Rivista Italiana della Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2012 251
La saldatura ad ultrasuoni
Figura 10 - Sistema di saldatura ad ultrasuoni torsionale
Figura 11 - Schematizzazione di contatto tra le asperità superficiali
distanziati come sovrapposti per la
realizzazione di giunzioni di tenuta.
Nel caso invece sia necessario realizzare linee continue di saldatura, si
impiega un particolare tipo di sonotrodo caratterizzato da geometria cilindrica (Fig. 8): in questo sistema, il
sonotrodo può traslare lungo la linea
di saldatura, oppure può restare fisso
mentre il pezzo trasla. Un esempio
di applicazione di questa tipologia
di giunzione si ritrova negli impianti
di laminazione dell’alluminio, dove
laminati sottili di diversa lunghezza o
spezzati vengono saldati insieme (Fig.
9) realizzando rapidamente giunzioni altamente affidabili, praticamente
indistinguibili ed in grado di sopportare i successivi trattamenti termici.
Va citato, infine, il sistema di saldatura
torsionale, atto a produrre giunti di
forma circolare tramite l’applicazione
di vibrazioni non più di carattere trasversale, ma torsionale.
In questo sistema di saldatura, schematizzato nella Figura 10, varia anche
la configurazione della macchina di
saldatura: si hanno due trasduttori di
onde ultrasonore collegati al booster a
sua volta collegato al sonotrodo.
Questa configurazione porta a trasmettere al sonotrodo una vibrazione di carattere torsionale: in questo
caso, infatti, il booster ed il sonotrodo
raggiungono la frequenza di risonanza torsionale e non più longitudinale
come accade nei sistemi lateral – drive
o wedge – reed. Saldature circonferenziali ad ultrasuoni
vengono impiegate nella
realizzazione di giunzioni
di tenuta; questo processo,
inoltre, non raggiungendo
in fase di saldatura temperature particolarmente
elevate, risulta particolarmente adatto per l’incapsulamento di materiali fortemente sensibili al calore
quali ad esempio esplosivi
particolarmente reattivi,
sostanze chimiche instabili o materiale pirotecnico.
Figura 12 - Interfaccia di saldatura ad ultrasuoni
252 Rivista Italiana della Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2012
,OSURFHVVRGLVDOGDWXUD
Come già detto nei paragrafi precedenti, la saldatura ad ultrasuoni è un
processo di saldatura allo stato solido;
la giunzione, pertanto, avviene tramite
la formazione di un flusso plastico
di materiale che si estende per una
certa percentuale dello spessore dei
pezzi saldati. Nella fase iniziale della
saldatura, i pezzi vengono accostati
ed il contatto avviene solo tramite le
asperità delle superfici, come mostrato
nella Figura 11.
La superficie di contatto tra i metalli,
pertanto, risulta ridotta e se a questo si
aggiunge la presenza di un’eventuale
strato di ossido superficiale che impedisce l’intimo contatto tra i metalli, la
saldatura non può avere luogo.
L’applicazione di una forza perpendicolare ed il moto trasversale tra i pezzi
indotto dalle vibrazioni ultrasonore
portano ad una deformazione plastica
delle asperità superficiali incrementando l’area di contatto ed alla disgregazione e dispersione dell’eventuale
strato di ossido superficiale. Il flusso di materiale plasticizzato, limitato
inizialmente alla zona limitrofa alle
asperità, si estende nello spessore, per
una distanza dipendente dai parametri
di saldatura utilizzati quali principalmente la potenza e la forza applicata.
La saldatura ad ultrasuoni
Nella Figura 12 è mostrata una tipica
interfaccia di saldatura ad ultrasuoni
dove si può notare l’effetto del flusso
plastico di materiale. Il calore sviluppato dall’attrito derivante dal moto
relativo tra i pezzi porta ad un incremento della temperatura nella zona di
saldatura.
Se i parametri di saldatura (quali
potenza, forze e tempo) sono stati
impostati correttamente, comunque,
si raggiunge una temperatura pari al
35 ÷ 50% della temperatura di fusione.
Ciò non toglie che, durante il processo
di saldatura, all’interno del materiale avvengano fenomeni di carattere
metallurgico quali ricristallizzazione
(rilevabile specialmente al centro della
zona di saldatura), precipitazione di
fasi secondarie e fenomeni diffusivi,
anche se questi ultimi sono generalmente contenuti a causa del tempo di
saldatura estremamente limitato.
3DUDPHWULGLVDOGDWXUD
I principali parametri che entrano in
gioco nel processo di saldatura ad
ultrasuoni sono: la potenza, la forza di
serraggio, il valore della frequenza ed
il tempo di saldatura.
La potenza varia in funzione dello
spessore dei pezzi da saldare e delle
proprietà del materiale, in particolar
modo della durezza di quest’ultimo.
La potenza, infatti, può essere direttamente correlata all’energia elettrica
necessaria alla saldatura la quale, a
sua volta, può essere definita dalla
relazione:
E
K ˜ H ˜ T 3
2
[Joule]
dove:
K = costante funzione del sistema di
saldatura
H = durezza espressa in Vickers del
materiale base
T = spessore del pezzo a contatto
con la punta del sonotrodo,
espressa in mm
Si nota, pertanto, che all’aumentare
dello spessore e della durezza del
materiale da saldare aumenta l’energia
e, di conseguenza, il valore di potenza
necessaria.
Nel caso della saldatura di fili elettrici
di piccolo diametro sono sufficienti
pochi watt di potenza; all’aumentare
dello spessore del pezzo si può arrivare a dover erogare diverse migliaia
di watt.
La potenza, inoltre, influisce anche
sulla durata del ciclo di saldatura, in
quanto all’aumentare della potenza
impiegata diminuisce, generalmente,
il tempo di saldatura.
Il valore della forza normale necessario alla buona riuscita della saldatura,
aumenta all’aumentare dell’estensione
dell’area di saldatura; generalmente
si impiegano bassi valori (inferiori ai
100 g) per la saldatura di fili elettrici,
mentre si impiegano valori ben più
elevati nella saldatura di laminati.
Un valore di forza eccessivo può provocare una deformazione della superficie e richiedere un incremento della
potenza necessaria, mentre un valore
troppo esiguo può causare uno slittamento della punta del sonotrodo sulla
superficie alterandola.
Per quanto riguarda i tempi necessari alla realizzazione della giunzione,
questi generalmente variano tra alcuni decimi di secondo fino ad alcuni
secondi in funzione, principalmente,
della potenza erogata.
Un valore troppo basso di potenza può
causare un ciclo troppo lungo con conseguente surriscaldamento della zona
di saldatura ed in certi casi, adesione
del materiale alla punta del sonotrodo.
Il valore della frequenza di vibrazione,
infine (come già detto), è settato in
modo da portare in risonanza il sistema di saldatura e viene mantenuto a
questo valore per tutto il ciclo di saldatura. Operare a frequenze maggiori
causerebbe una diminuzione dell’ampiezza delle onde e, di conseguenza,
ad un processo meno efficace.
Lo stato superficiale dei pezzi, come
già accennato, non riveste un ruolo
particolarmente decisivo, a patto che,
in fase di impostazione dei parametri,
se ne sia tenuto conto.
Materiali come alluminio e rame, ad
esempio, possono essere saldati diret-
tamente all’uscita del laminatoio, a
meno che non presentino una contaminazione superficiale eccessiva; in
quest’ultimo caso, allora, sarà necessario rimuovere lo strato superficiale mediante abrasione meccanica o
decapaggio prima di procedere con
l’esecuzione della saldatura.
L’ottimizzazione dei parametri di saldatura per un certo tipo di applicazione, è estremamente difficoltosa e
lunga; in genere, infatti, si cerca di
fare riferimento ad esperienze preesistenti negli svariati settori di interesse.
Il vantaggio, d’altro canto, sta nel fatto
che una volta impostati tali parametri
non si ha più la necessità di variarli
garantendo, pertanto, alta produttività
e ripetibilità dei risultati; tutto ciò a
patto, ovviamente, che non si verifichino danneggiamenti della macchina
o variazioni nella geometria o nello
spessore dei pezzi da saldare.
0HWDOOLVDOGDELOL
Come già detto nei paragrafi precedenti, nel caso della saldatura ad ultrasuoni, la saldabilità di un metallo varia
in funzione di alcune delle sue proprietà quali principalmente la duttilità,
la durezza del materiale base e quella
dell’ossido eventualmente presente in
superficie.
Per quanto riguarda la duttilità, più
questa è elevata più il materiale risulta
saldabile, in quanto si richiede un
minor costo in termini di potenza per
arrivare a promuovere il flusso plastico e realizzare di conseguenza la
saldatura.
La durezza del materiale base riduce, al suo aumentare, la saldabilità;
viceversa all’aumentare del valore di
durezza dello strato di ossido superficiale aumenta la saldabilità del materiale. Questo fatto si spiega prendendo
in considerazione il caso degli ossidi
di alluminio e rame i quali hanno
caratteristiche sensibilmente differenti. L’ossido di alluminio è caratterizzato da un valore di durezza molto
più elevato rispetto al materiale base,
pertanto in seguito alle deformazioni
Rivista Italiana della Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2012 253
La saldatura ad ultrasuoni
plastiche subite dal materiale sottostante durante la fase iniziale del ciclo
di saldatura, si frantumerà facilmente,
disperdendosi e permettendo il contatto tra le superfici metalliche.
L’ossido di rame, al contrario, è molto
meno duro, quindi anziché frantumarsi
tenderà ad adeguarsi alle deformazioni
del materiale base impedendo il contatto diretto tra le superfici, indispensabile ai fini della saldatura.
Nel caso della saldatura del rame,
infatti, si richiede una maggiore cura
nella pulizia superficiale rispetto al
caso dell’alluminio.
Ad ogni modo questi due metalli e le
loro leghe presentano ottima saldabilità con questo processo.
Va prestata particolare attenzione solo
nel caso della saldatura delle leghe di
alluminio della serie 1000 (Al puro) e
2000 (Al – Cu), in particolar modo le
leghe 1100 e 2036 le quali tendono a
restare adese alla punta del sonotrodo.
Anche la saldabilità del rame non
presenta particolari problematiche, va
sottolineato, soprattutto, il fatto che
il procedimento di saldatura ad ultrasuoni, a differenza dei processi di
saldatura autogena per fusione, non è
influenzato dall’elevata conducibilità
termica di questo metallo.
Facilmente saldabili risultano anche
i metalli preziosi, quali ad esempio:
oro, argento, palladio e platino; non
rare, infatti, sono le saldature di questi metalli su substrati di germanio o
silicio.
Prendendo infine in considerazione il
caso degli acciai, anch’essi risultano
saldabili mediante tecnica ad ultrasuoni, ma non si hanno vantaggi tali da
giustificare l’impiego di questa tipologia di saldatura rispetto ai metodi
tradizionali, se non forse nei casi in
cui è necessario apportare una minima
quantità di calore alla zona di giunzione.
/DVDOGDWXUDDGXOWUDVXRQLGHL
PDWHULDOLWHUPRSODVWLFL
Dato l’importante ruolo che questo
processo svolge nella saldatura di
materiali termoplastici, è d’obbligo
Figura 13 - Esempi di geometrie di rilievi
fare un breve cenno anche a questo
campo di applicazione. La saldatura
ad ultrasuoni dei termoplastici, a differenza di quanto avviene per i metalli,
è un processo di saldatura per fusione.
Attraverso un impianto analogo a
quello descritto nei paragrafi precedenti si trasmettono, sempre mediante
il sonotrodo, delle vibrazioni ultrasonore che generano un moto relativo tra
i pezzi non più trasversale, ma normale. L’attrito che si genera nella zona di
contatto causa un innalzamento della
temperatura che porta alla fusione
localizzata dei materiali; in seguito
all’applicazione anche in questo caso
di un carico normale costante si ha, a
raffreddamento avvenuto, la saldatura. Considerazioni analoghe a quelle
riguardanti la saldatura dei metalli
possono essere fatte per ciò che concerne i parametri che entrano in gioco
e loro influenza.
Un approfondimento va fatto invece a
proposito della progettazione del giunto: occorre, infatti, realizzare sulle due
superfici da saldare dei rilievi, generalmente di forma triangolare, in modo
tale da ottenere una piccola superficie
di contatto che convogli l’energia e
porti localmente a fusione il materiale.
Un esempio della geometria dei suddetti rilievi è riportato nella Figura 13.
Da notare la particolare geometria del
perimetro nel caso delle configurazioni B e C; questa ha lo scopo di contenere l’eventuale fuoriuscita di materiale fuso che andrebbe ad influenzare
negativamente l’estetica del giunto.
La preparazione del giunto A risulta
più economica rispetto alle due suc-
254 Rivista Italiana della Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2012
cessive, ma non prevede il contenimento di materiale.
Per quanto riguarda i materiali saldabili, questo processo è destinato alla
saldatura di materiali termoplastici sia
amorfi, come ad esempio ABS (Acrilonitrile-Butadiene-Stirene), policarbonato, polistirene e resine acriliche
che cristallini quali il nylon, il poliestere, il polietilene ed il polipropilene.
Si possono realizzare giunti eterogenei
solo nel caso in cui i due materiali
sono compatibili e caratterizzati da
circa la stessa temperatura di fusione.
Il polipropilene, ad esempio, può essere saldato solo con sé stesso, mentre
risulta possibile la saldatura tra ABS
e policarbonato e fra ABS e polimetilmetacrilato (Plexiglass).
Anche in questo caso i campi di applicazione di questo processo sono i più
svariati, citando i principali ritroviamo il settore automobilistico (fanali,
elementi di segnalazione, cruscotti,
paraurti), casalingo (posateria di plastica, corpi di accendigas, contenitori), medicale (filtri, mascherine usa e
getta, reni artificiali), dell’imballaggio
(cerniere per sacchetti in PE, chiusura
di cartoni per latte e bibite, tappi) e
della telefonia (coperture trasparenti
per display, mascherine, prese).
Ridotto consumo energetico
Tecnologicamente innovativa
Curata nel design
Salda perfettamente
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Possibilità di memorizzare i parametri di saldatura
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s-)'-!'
s3ALDATURACONELETTRODORIVESTITO
s4)'CONINNESCOh,)&4v
Scienza
e
Tecnica
Impiego di acciai termomeccanici
per la fabbricazione di strutture saldate *
r
Lo sviluppo di nuovi gradi di acciaio
è stato sempre guidato dalla richiesta
degli utilizzatori finali per i materiali che mostravano buone proprietà
meccaniche (come resistenza a snervamento e tenacità) come anche di
fabbricazione. Tra le altre, due sono le
strade più utilizzate per aumentare la
resistenza a snervamento dell’acciaio:
r
alligazione: con elementi in lega
come carbonio e manganese, la
resistenza dei prodotti in acciaio
può essere facilmente incrementata. E’ risaputo tuttavia che l’aggiunta di elementi in lega in molti
casi peggiori le proprietà di lavorazione dei prodotti di acciaio, in
particolare la saldatura;
trattamento termico: il trattamento termico ha un effetto sulla
microstruttura e sulla dimensione
dei grani. Il vantaggio principale
di questo procedimento consiste
nel miglioramento della struttura
granulare, che porta a resistenza
più elevata quanto migliore è la
tenacità del materiale in confron-
Figura 1 - Evoluzione dei processi di laminazione e trattamento degli acciai da costruzione
*
Estratto della Circolare CTA 2-2004. Si ringrazia per la cortese concessione
l’Ing. Emanuele Maiorana.
to ad una struttura caratterizzata
da grano più grossolano.
Per questi motivi il trattamento
termico è l’opzione di maggiore
interesse per lo sviluppo di nuovi
gradi di acciaio.
Lo sviluppo temporale dei processi sopra introdotti è mostrato nella Figura 1.
Fino al 1950 l’acciaio oggi conosciuto
come S355J2 è stato considerato come
un acciaio ad alte prestazioni.
Nella fabbricazione di laminati, questo grado è usualmente prodotto con
un trattamento termico di normalizzazione seguito da un raffreddamento in
aria calma, che porta alla formazione
di una struttura a grano affinato ed
omogenea (Fig. 2, processo B).
Figura 2 – Principali processi di fabbricazione degli acciai da costruzione
Rivista Italiana della Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2012 257
Scienza e Tecnica
Figura 3 - Confronto tra la microstruttura di un acciaio normalizzato (sinistra) e TM (con raffreddamento convenzionale, al centro, ed accelerato
(destra)
Questo procedimento può essere rimpiazzato da una laminazione normalizzata dove - semplificando molto le
cose - questo trattamento termico è di
fatto incluso nella laminazione, con
risultati finali confrontabili al trattamento di normalizzazione vero e proprio. Con la normalizzazione dei gradi
di acciaio, la resistenza a snervamento può essere portata fino a 460 MPa
sebbene l’alto contenuto in lega possa
risultare troppo elevato da permettere
una facile lavorazione (in particolare,
la saldatura). Durante gli anni ‘60 è
iniziata l’applicazione dei processi di
tempra e rinvenimento per i vari gradi di acciaio strutturale (processo C).
Questo processo consiste nella laminazione seguita da un riscaldamento
oltre la temperatura AC3 ed un raffreddamento veloce in aria (o in olio con
tempra). Questo processo consente
oggi di produrre gradi di acciaio con
una resistenza a snervamento fino a
1100 MPa. Tuttavia, per l’alto contenuto di elementi in lega, necessari per
avere una sufficiente resistenza, questi
gradi di acciaio non hanno trovato fino ad adesso un significativo campo di
applicazione nel campo delle costruzioni. Negli anni ‘70 è stato introdotto
il processo di laminazione termomeccanica: la laminazione termomeccanica (TM) è definita come un processo
Figura 4 – Transizione della tenacità del grado S355ML (per confronto con il grado S355J2)
258 Rivista Italiana della Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2012
nel quale la deformazione finale è portata in un certo campo di temperatura
che consente di realizzare proprietà
del semilavorato che non possono essere raggiunte dal solo trattamento
descritto. L’acciaio così fabbricato
presenta elevata resistenza meccanica e tenacità ed allo stesso tempo un
minimo contenuto in lega. Oggi esiste
una grande varietà di processi TM:
un procedimento particolare dipende dalla forma prodotta, dal grado
dell’acciaio (specialmente la resistenza a snervamento) e dallo spessore del
prodotto. L’analisi chimica è spesso
integrata dall’aggiunta di alcuni elementi microleganti come il niobio, il
vanadio e/o il titanio in tenori molto
limitati, in modo da sviluppare un effetto di resistenza addizionale grazie
alla precipitazione di carbonitruri ed
un aumento della temperatura di ricristallizzazione. Le prime passate di
laminazione sono condotte alle temperature tradizionali. Le successive sono
accuratamente condotte a temperature
inferiori alla temperatura di ricristallizzazione (processo D), talvolta anche
in un campo di temperatura di equilibrio tra austenite e ferrite/perlite (processo E). Per la produzione di lamiere questo trattamento è seguito da un
raffreddamento naturale in aria – per
lamiere di spessori inferiori e minori
gradi di tensione di snervamento – o
da un raffreddamento veloce in acqua,
con una linea di raffreddamento veloce automatica (processo F). Per lamiere molto sottili e per i gradi più alti
di snervamento, al raffreddamento ac-
Scienza e Tecnica
Figura 5 - Temperatura di preriscaldo calcolata (in accordo con la EN 1011-2 allegato C, metodo B) per il grado S355ML
celerato segue generalmente il trattamento di tempra. Per i profilati è usata
invece la bonifica o auto-tempra (processo G). In questo processo è applicato un intenso raffreddamento in acqua sull’intera superficie del profilato
dopo l’ultima passata di laminazione.
Il raffreddamento è fermato prima di
arrivare al cuore dell’elemento.
Questi processi TM producono (con
le ovvie differenze del caso) una microstruttura a grano molto fine come
mostrato nella Figura 3; inoltre con
queste tecniche possono essere prodotti alti gradi di resistenza a snervamento: lamiere con una resistenza a
snervamento minima garantita fino a
500 MPa sono disponibili con spessori fino a 80 mm e sono già state usate nella costruzione di navi e strutture a
mare. Oggi, lamiere in acciaio TM sono
disponibili nello spessore fino a 120 mm
in accordo a differenti standard di tenacità. Per profilati, il procedimento
TM-QST è correntemente applicato ai
profili IPE - 500, HE 260 - HE 1000 /
Figura 6 - Durezza calcolata per i gradi S355M ed S460M in funzione dell’apporto termico
specifico
HL 1100, HD 260-400 e le dimensioni corrispondenti delle serie di sezioni standardizzate dall’inglese BS 4 e
dall’americana ASTM A6.
Il campo degli spessori di flangia varia fino a 125 mm. E’ da ricordare che
i valori di proprietà dati dagli standard sono i minimi richiesti e i prodotti
attuali eccedono di molto tali requisiti
minimi. Per esempio, nella Figura 4,
dal confronto delle curve di transizione dell’energia di impatto assorbita in
funzione della temperatura di prova
per l’acciaio TM S355ML e acciaio
S355J2, si osserva che l’acciaio TM
mostra un valore di tenacità significativamente maggiore a temperatura
ambiente, anche superiore a 300 J.
Da questo eccellente comportamento
può essere garantito un alto grado di
sicurezza strutturale e un facile procedimento di fabbricazione, per esempio la saldabilità e la lavorabilità a
freddo. Per quanto concerne l’analisi
chimica, si può osservare per il grado S355ML che con l’uso del processo
TM il contenuto di carbonio può essere significativamente ridotto.
Conseguentemente, i valori di carbonio equivalente sono molto minori,
permettendo così un facile ed efficiente processo di saldatura, con ridotti
rischi di criccabilità a freddo.
Anche per l’acciaio S460M i valori di
CE normalmente non eccedono quelli
di un tipico grado S355J2G3, così che
la saldatura non è più difficile che per
l’acciaio convenzionale.
Alcune applicazioni chiedono proprietà di deformazione migliorate nella direzione dello spessore. In questi casi,
l’acciaio TM può essere prodotto per
incontrare i criteri di duttilità definiti in EN 10164 per le classi Z con un
minimo del 15, 25 o 35% di riduzione
dell’area (strizione) nella direzione
dello spessore. I processi di laminazione termomeccanica sono stati sviluppati per permettere una riduzione
del costo durante la fabbricazione in
officina e in cantiere. Speciali processi di saldatura ottimizzati sono stati
dedicati a questo scopo: la Figura 5
mostra la temperatura di preriscaldo calcolata (in accordo con la EN
Rivista Italiana della Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2012 259
Scienza e Tecnica
Figura 7 – Resistenza meccanica allo stato come saldato dei gradi S355ML ed S460ML in
funzione dell’apporto termico specifico
1011-2 allegato C, metodo B) per il
grado S355ML, per differenti livelli
di apporto termico, in funzione del
contenuto di idrogeno nel materiale
d’apporto. E’ chiaro che il preriscaldo può essere completamente evitato, in presenza di condizioni adatte
al tipo di acciaio, grazie a un valore
di carbonio equivalente molto basso.
Per confronto, ne conseguono vantaggi considerevoli rispetto al grado
S355J2, che deve essere preriscaldato
a una temperatura di 130÷150 °C a
parità di altre condizioni. Anche per
il grado S460ML la temperatura di
preriscaldo non è maggiore di quella
del grado S355J2: molti casi hanno
dimostrato che esso può essere spesso
saldato senza preriscaldo anche con
spessori fino a 80 mm. Gli acciai TM
non sono solo caratterizzati da opportunità vantaggiose nella scelta del
procedimento di saldatura ma sono
provvisti inoltre di proprietà particolari dopo saldatura. Un confronto tra
la saldatura di acciai TM e di acciai
normalizzati è riportato nella Figura
6: dal calcolo dei valori di durezza
nella zona termicamente alterata, per
un intervallo di valori dell’apporto
termico specifico, si osservano valori
inferiori a 350 HV per i gradi TM e
nessun rischio di criccabilità a freddo. Sono stati condotti numerosi test
per differenti gradi e parametri di
saldatura per verificare le proprietà
dei giunti allo stato come saldato: la
Figura 7 mostra ad esempio i risultati
dei test per l’S355ML e l’S460ML, in
termini di resistenza meccanica.
Nella Figura 8 sono riportati invece
esempi di durezza HV10 in zona fusa,
zona termicamente alterata (ZTA) e
materiale base, con scostamenti contenuti rispetto a quest’ultimo.
La Figura 9 riporta i valori di resilienza misurati allo stato come saldato in
ZTA per differenti livelli di apporto
termico specifico. Buoni valori di dut-
Figura 9 - Resilienza in ZTA allo stato come saldato in funzione dell’apporto termico specifico
del grado S460M
Figura 8 – Durezza allo stato come saldato dei gradi S355ML ed S460ML in funzione dell’apporto termico specifico
260 Rivista Italiana della Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2012
Scienza e Tecnica
Figura 10 - Spessore limite per tipiche membrature di ponti in funzione della resistenza a snervamento, per una temperatura di servizio di -30 °C (ENV 1993-2:1997)
tilità possono essere raggiunti infine
se viene applicato un procedimento
di saldatura ad alto apporto termico
specifico. L’ossitaglio ha effetti simili
alla saldatura su questi acciai: il basso contenuto di CE dell’acciaio TM
facilita il processo, evitando un indurimento locale eccessivo sulle superfici di taglio, riducendo i rischi di
criccatura superficiale. Il preriscaldo
è generalmente non richiesto, eccetto
che per materiale di spessore elevato.
Sono opportune, tuttavia, alcune restrizioni sull’uso dell’acciaio TM nel
caso di formatura a caldo: temperature superiori a 580 °C, se mantenute per periodi prolungati, portano ad
un cambiamento della microstruttura
granulare e delle sue proprietà che
non possono essere recuperate successivamente, in fase di raffreddamento, perché esse sono prodotte specificatamente durante i procedimenti
primari di laminazione. Conseguentemente, gli acciai TM potrebbero non
essere impiegati in applicazioni che
richiedono formatura a caldo, a meno di tenere in conto le modifiche alla
resistenza e alla tenacità.
Un’applicazione particolarmente severa è la fabbricazione di ponti, caratterizzati da carichi elevati, azioni
dinamiche e cicliche, con campate
estese ed elevata durabilità.
I criteri di sicurezza e di durabilità
rendono stringenti i requisiti per la
qualità del materiale, per cui le proprietà del materiale base, rese possi-
bili dai procedimenti di produzione
nuovamente sviluppati, generano benefici sostanziali per la costruzione
di ponti. In confronto ai gradi convenzionali, i gradi termomeccanici
offrono un incremento di tenacità, il
quale - combinato con un’eccellente
duttilità - implica un aumento della
resistenza del materiale a carichi impulsivi o di tipo dinamico. La Figura
10 (basata sulla ENV 1993-2:1997)
mostra lo spessore limite per tipiche
membrature di ponti in funzione della resistenza a snervamento, per una
temperatura di servizio di -30 °C.
La disponibilità di un nuovo materiale influenza il progetto degli elementi strutturali: se per parti soggette
a tensioni elevate come le flange in
mezzeria o sopra gli appoggi interni sono necessari raddoppi di piattabanda per raggiungere la sezione
trasversale richiesta, le operazioni di
saldatura o imbullonatura e la maggiore complessità dei dettagli strutturali portano ad un aumento dei costi
di fabbricazione. Le sezioni laminate
e le lamiere sono meno critiche dei
giunti saldati; inoltre, eliminando
parti aggiuntive di rinforzo si aumenta la resistenza a fatica. La saldabilità è uno dei criteri più importanti
da considerare nella definizione delle
caratteristiche dei gradi: da questo
punto di vista, i gradi di acciaio TM
hanno senza dubbio proprietà peculiari, se confrontate ai gradi classici.
Il metodo di produzione dell’acciaio
a grano fine con un trattamento termico in linea, senza aggiunta di elementi in lega, è provato essere la scelta migliore:
r per molte situazioni il preriscaldo
non è necessario, anche per spessori elevati del materiale.
I casi studiati hanno mostrato un
risparmio del costo da 25 a 60 €/t;
r il materiale base permette un apporto termico durante la saldatura in un campo tipicamente da 8
a 60 kJ/cm. Da qui si possono applicare differenti procedimenti di
saldatura, consentendo una scelta per ciascuna situazione del
processo più efficiente per tempo
e costo, sia in officina che in sito;
Figura 11 - Confronto tra acciai convenzionali e TM in termini di peso e costo delle membrature per ponti di piccola luce
Rivista Italiana della Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2012 261
Scienza e Tecnica
r
la tolleranza nei confronti della
variabilità dei parametri di saldatura è alta. I rischi di imperfezioni e la necessità di riparazioni
sono di conseguenza minimizzati.
Grazie ai maggiori valori di resistenza, le dimensioni della sezione e dello
spessore sono ridotte, di conseguenza
diminuisce il peso dell’acciaio, con
un risparmio nel costo del materiale.
La Figura 11 mostra la specifica di
una trave in acciaio di un progetto di
confronto in differenti gradi di acciaio per tipici ponti di piccola luce.
La riduzione di peso ottenibile con
l’S460 invece che l’S355 arriva sino
al 25% ed il costo del materiale risparmiato al 21%.
Oltre al vantaggio legato al costo del
materiale, la riduzione di peso facilita il trasporto e la messa in opera;
allo stesso modo, carichi permanenti
di minore entità necessitano di fondazioni di capacità portante minore.
Questo fatto è essenziale nel caso di
ricostruzioni di ponti in lastra ortotropa su pile preesistenti. Inoltre, il
peso proprio dei ponti mobili influenza il progetto delle parti meccaniche
e l’impiego di acciai ad alta resistenza consente di compensare, in questo
modo, il maggiore costo del materiale
stesso. La riduzione dello spessore del
materiale è un grande vantaggio nel
caso di elementi saldati: specialmente per parti fortemente tensionate, la
riduzione del volume di saldatura di
elementi saldati di testa è variabile
dal 40 al 60% (per preparazioni a V o
a doppio V).
Per alcune applicazioni, tuttavia, subentrano altri fattori da considerare,
prima di valutare l’impiego di acciai
a resistenza allo snervamento maggiore di 355 MPa:
r per evitare fenomeni di instabilità (locale, flessionale, torsionale)
alle membrature soggette a compressione, è necessario non scendere sotto uno spessore minimo:
infatti, l’aumento della resistenza
a snervamento può essere annullato, per così dire, dalla snellezza
dell’elemento strutturale;
r la limitazione della freccia sotto
Figura 12 - Influenza del criterio di rigidezza sulla scelta del grado di acciaio per ponti ferroviari
a campata semplicemente appoggiata agli estremi
carico o il controllo delle vibrazioni (lastra ortotropa) per requisiti di comfort e di sicurezza
possono influenzare il progetto
al punto che la rigidezza, piuttosto che la capacità portante,
diventi il criterio principale, dato che non si hanno più vantaggi
dall’aumentata resistenza a snervamento dell’acciaio stesso.
Generalmente, i ponti stradali non
sono critici per questi aspetti ma i
ponti ferroviari (particolarmente per
il traffico ad alta velocità) e leggere
passerelle pedonali lo possono risultare. La scelta di sistemi strutturali
rigidi (come travi composte, ad esempio) aiuta ad evitare tali problemi:
la Figura 12 illustra l’influenza del
criterio di rigidezza sulla scelta del
grado di acciaio per ponti ferroviari
a campata semplicemente appoggiata
agli estremi. Per una luce inferiore a
25 m la flessione e la vibrazione governano il progetto ed il grado ottimale dell’acciaio per gli elementi è il
grado S275 o S355. Per luci maggiori i carichi permanenti predominano
sui carichi del traffico ed i gradi di
resistenza maggiori sono la scelta
migliore per una riduzione dei costi
complessivi di realizzazione.
Durante gli ultimi decenni, i nuovi gradi dell’acciaio di tipo TM sono stati utilizzati con successo nella
costruzione di un certo numero di
262 Rivista Italiana della Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2012
ponti nel mondo: alcuni di essi sono
ben conosciuti in realizzazioni come
il ponte di Normandia in Francia, il
ponte Erasmo a Rotterdam e l’Øresund
(come parte del collegamento tra Svezia e Danimarca). I ponti sono stati
progettati con il grado S355M e, per
quelle parti dove un alto grado di resistenza era opportuno, con il grado
S460M.
Per alcuni progetti sono stati condotti pre-dimensionamenti comparativi
tra le soluzioni con l’S355 e l’S460,
prima di prendere le decisioni sul
progetto definitivo: il ponte Mjösund,
Norvegia (trave chiusa composta di
acciaio e soletta in calcestruzzo);
l’autostrada su viadotti A16, Francia
(coppia di travi laminate composte
con soletta di calcestruzzo); il ponte
Erasmo, Olanda (ponte in lastra ortotropa).
La riduzione del peso variabile tra
il 18 ed il 30% e la diminuzione del
costo tra il 10 ed il 12% indicano la
superiorità delle prestazioni dell’acciaio TM sul tradizionale S355.
Dott. Ing. Michele Murgia
Responsabile Divisione Formazione IIS
Redattore Capo
Rivista Italiana della Saldatura
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IIS News & Events
News & Events
Le norme UNI EN 15085:2008 “Saldatura dei veicoli
ferroviari e dei relativi componenti”.
Costruttori ed utilizzatori a confronto: traguardi acquisiti e
criticità del sistema. L’esperienza italiana ed europea.
Firenze, 28 Febbraio 2012
E’ entrato ormai nel vivo il programma
delle manifestazioni tecniche dell’Istituto per il 2012: tappa importante del
percorso programmato è stato certamente il Workshop tenutosi a Firenze il
28 Febbraio, presso la Sede di Confindustria di Via Valfonda sul tema: “Le
norme UNI EN 15085:2008, Saldatura dei veicoli ferroviari e dei relativi
componenti. Costruttori ed utilizzatori
a confronto: traguardi acquisiti e criticità del sistema. L’esperienza italiana
ed europea”. Un filo sottile, ma significativo, lega in effetti la storia dell’IIS
a Firenze, come i più attenti conoscitori della sua storia certamente
sanno: è proprio da quella stessa Via
Valfonda, prestigiosa sede dell’evento,
che fu redatto il primo “Bollettino
d’Informazioni”, vero e proprio antesignano della futura “Rivista Italiana
della Saldatura, nella quale trovano
spazio queste note (Fig. 1). Lo scopo
della giornata, come peraltro espresso
chiaramente dal titolo, non era tanto
l’analisi dei contenuti della norma, di
per sé nota ai player operanti nell’ambito della filiera della fabbricazione
di materiale rotabile, nel settore ferroviario, quanto la valutazione delle
sue ricadute sull’organizzazione del
costruttore tenuto ad implementarne
i contenuti, sulla base dell’esperienza
maturata dalla sua applicazione.
La giornata è stata aperta con il benvenuto ai partecipanti da parte del
Dott. Ricci (Fig. 2), in rappresentanza
dell’organizzazione ospitante (Vicepresidente e Responsabile di Cosefi),
il quale ha sottolineato tra l’altro gli
ottimi rapporti consolidatisi nel corso degli anni con l’IIS, auspicando
per il futuro ulteriori sviluppi a favore dei propri associati. Successivamente, dopo una breve introduzione
da parte dell’Ing. Murgia, la parola
è passata al primo relatore della
giornata - l’Ing. Stefano Morra, di
IIS Cert (Fig. 3) - il quale ha potuto
ripercorrere il percorso che portò
all’approvazione della EN 15085,
puntualizzando il ruolo avuto dagli
Enti e dalle Organizzazioni coinvolte:
la relazione dell’Ingegnere ha consentito a tutti di valutare il contesto in
cui le norme EN 15085 effettivamente
nacquero, dalla liberalizzazione del
mercato nel 1997, al ruolo svolto
dalle note DIN 6700 anche fuori dai
confini nazionali tedeschi, per arrivare all’inizio dei lavori nell’ambito
del CEN TC 256 nel Giugno del 1999,
lavori conclusisi nel successivo 2003.
Determinante appare il ruolo avuto
da AICQ, la cui Linea Guida costituì
un riferimento per i costruttori verso
la completa applicazione della normativa europea, in ambito volontario;
allo stesso modo, rilevante appare
l’iniziativa con cui AICQ promosse un
documento tecnico di ANSF, con cui si
arrivò ad una sorta di equiparazione
tra costruttori nazionali italiani ed
altri costruttori europei, prima appunto che l’applicazione della norma vera
e propria potesse andare a regime.
Fu nel 2009 che nacque la Linea Guida ANSF vera e propria e con essa le
attività di certificazione di IIS; che
hanno portato nel tempo alla certificazione di 67 unità operative, con
una risposta responsabile e pronta da
Rivista Italiana della Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2012 265
IIS News & Events
una risposta responsabile e pronta da
parte dei principali costruttori nazionali; quasi scontato, in conclusione
dell’intervento, il cenno alle attività
di certificazione in ambito internazionale, immancabile conseguenza dello
spostamento progressivo del mercato
della fabbricazione verso i paesi a
minore costo della manodopera.
La parola è quindi passata a Trenitalia, il cui intervento è quasi inutile
dire che era particolarmente atteso e
centrale nella struttura della manifestazione. L’Ing. Luca Labbadia (Fig.
4), che ha preso la parola per primo, ha presentato la situazione delle
officine di manutenzione ciclica (le
cosiddette OMC) e la struttura tecnica ed organizzativa che ha portato
alla loro certificazione con IIS, in
relazione alle diverse classi previste
dalla normativa europea (la cl. 1 in
particolare) ed applicabili alla realtà di Trenitalia, ponendo particolare
risalto alla completa rintracciabilità
garantita ai rotabili mantenuti dalle
procedure in essere. Più nel dettaglio,
è stata discussa l’importanza della
saldatura per alcuni particolari di
specifica criticità come ad esempio il
telaio cassa e le travi portanti, il telaio
carrello, la cassa (fiancata ed imperiale) e gli elementi del trascinamento.
Trenitalia, ha proseguito l’Ing. Labbadia, ha creduto fortemente nella qualificazione del personale preposto al
Coordinamento tecnico in saldatura,
adottando percorsi formativi che hanno portato alla presenza di personale
qualificato in tutti i siti di manutenzione del Gruppo; dopo la descrizione della matrice delle responsabilità
adottata attualmente ed il dettaglio
delle figure preposte allo svolgimento
delle prove non distruttive (altro punto
cardine dei processi di qualificazione del personale adottati), il focus
della relazione è passato all’impatto determinato dall’implementazione
della norma, con particolare attenzione verso i miglioramenti resi possibili
dalla sua adozione: come ha osservato
il relatore, non sono mancate le difficoltà nel percorso di certificazione,
ampiamente testimoniate dalle critici-
Figura 1 - La prima pagina del Numero 1 del “Bollettino d’Informazioni”, pubblicato nel Marzo
1949
Figura 2 - Un momento dell’apertura dei lavori da parte del Dott. Ricci
266 Rivista Italiana della Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2012
IIS News & Events
tà emerse durante gli audit effettuati
dall’Ente di Certificazione, ma emerge
una reale soddisfazione per i risultati
conseguiti a regime. Per la seconda
parte dell’intervento è quindi subentrato l’Ing. Vincenzo Esposito, il quale
- al termine della propria presentazione - ha cercato di segnalare tra
l’altro possibili criticità del sistema
nella omogeneità dei certificati emessi
e nella reperibilità dei certificati dei
consumabili del tipo 2.2 EN 10204,
in base alla sua esperienza personale, ed alcune incongruenze emergenti nell’applicazione delle normative
europee che riguardano i livelli di
qualità dei giunti e relativi metodi di
controllo non distruttivo.
Dopo la tradizionale pausa di metà
mattinata, la parola è passata ai relatori dell’Agenzia Nazionale per la
Sicurezza delle Ferrovie (ANSF), per
conto della quale ha iniziato la relazione il Dott. Rocco Cammarata, il
quale ha chiarito, in primo luogo,
quale siano i compiti istituzionali
dell’Agenzia nel contesto oggetto della giornata e le esclusioni dall’ambito
di applicazione (tramvie, metropolitane, metropolitane leggere, reti ferroviarie funzionalmente isolate). E’ stato
quindi possibile capire la gerarchia
delle responsabilità, per cui l’Agenzia
opera sotto l’azione di indirizzo e
vigilanza del Ministero delle Infrastrutture e dei Trasporti, contribuendo
in modo determinante alla definizione
di norme tecniche e standard.
Passando, successivamente, alla norma EN 15085, il Dott. Cammarata
osserva come sino al 2011 ANSF fosse
l’unico Organismo Nazionale preposto al riconoscimento degli Organismi
di Certificazione, attraverso le proprie Linee Guida, mentre a partire da
quell’anno, l’Organismo Nazionale di
Accreditamento – Accredia – abbia
affiancato ANSF in questa attività,
attuando il principio della compatibilità tecnica.
Dopo una dettagliata analisi dei contenuti delle Linee Guida e dei Capitoli
(A, B e C) in cui sono suddivise, il
Dott. Cammarata passa la parola al
collega Ing. Daniele Salani, il quale
dedica la seconda parte dell’intervento alla valutazione di alcuni casi di
criticità riscontrati sui veicoli, indicando le azioni correttive suggerite
per la loro risoluzione.
E’ di natura tecnica l’intervento
dell’Ing. Luigi Tatarelli, che completa infine la presentazione di ANSF
con alcune note relative all’argomento
infrastrutture, alle difettologie riguardanti la saldatura alluminotermica
di rotaie, in particolare, segnalando
come si assista ad una progressiva
Figura 3 - Un momento dell’apertura dei lavori da parte dell’Ing. Morra
riduzione delle criticità, al riguardo,
grazie all’adozione di programmi di
diagnostica sempre più efficaci a livello europeo e nazionale. Il Workshop
ha quindi temporaneamente sospeso
i propri lavori per la colazione di
lavoro, che ha consentito tra l’altro
di apprezzare la magnifica cornice
del palazzo che ha ospitato la manifestazione, per riprendere nel primo
pomeriggio con gli attesi interventi
dei costruttori, per numerosi aspetti
i soggetti più toccati dall’implementazione in azienda dei contenuti della
norma. Il primo intervento è stato
svolto dall’Ing. Marco Vannucchi, per
conto di AnsaldoBreda, uno degli storici costruttori nazionali.
L’Ingegnere ha sottolineato come, a
differenza di altri costruttori, AnsaldoBreda non avesse significative esperienze pregresse di sviluppo di progetti
in ambito DIN 6700, essendo gran
parte delle attività riferite principalmente alle specifiche di Trenitalia.
Nell’esperienza AnsaldoBreda, emergono come aree di impatto particolarmente significative quelle relative a
progetto / progettazione, produzione,
fornitori. Relativamente al progetto,
l’Ing. Vannucchi osserva le implicazioni dei requisiti inerenti la completa
ispezionabilità dei giunti ed ai “mockup” di produzione; nello stesso ambito, si rileva una sostanziale assenza di
una “cross reference” tra i requisiti
previsti per il mercato nordamericano dalle specifiche basate sui criteri
ASME / AWS e la normativa europea,
che indubbiamente pone difficoltà ai
costruttori che operino in quell’area. Significativa appare la decisione
del Gruppo di applicare la normativa
anche ad alcuni progetti in ambito
“Metro”, per quanto si tratti di un’applicazione non esplicitamente prevista
dalla normativa stessa. L’Ingegnere
ha evidenziato, successivamente, la
forte spinta verso la standardizzazione
imposta – di fatto – dall’applicazione della norma; nello stesso ambito
della produzione, emerge inoltre l’esigenza di affidare ad operatori specificamente addestrati l’effettuazione
dell’esame visivo e di aumentare i
Rivista Italiana della Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2012 267
IIS News & Events
livelli di qualità dei prodotti in base ad
una attività di sensibilizzazione degli
operatori. Per l’argomento fornitura,
emerge come i principali fornitori di
carpenteria saldata risultino certificati a loro volta secondo EN 15085 (il
10% del totale dei fornitori qualificati,
nel complesso), mentre sono segnalate
maggiori difficoltà nell’adeguamento
allo standard da parte dei fornitori
di impianti e sistemi, con un numero
modesto di fornitori certificati nella
cl. 4. Nella conclusione dell’intervento, appare significativa l’osservazione
relativa all’esiguo numero di IWS ed
IWP presenti nell’organico dei fornitori, figure più diffuse invece all’estero e la successiva considerazione
relativa a Figure di Coordinamento
condivise tra più realtà produttive.
Il secondo intervento per conto dei
costruttori nazionali è stato quindi
svolto dall’Ing. Antonio Pezone, di
Alstom, il cui intervento è stato incentrato prevalentemente sui ritorni legati
alla qualificazione dei fornitori certificati da parte del Gruppo con audit di
seconda parte. Come anche nel caso
precedente, l’Ing. Pezone osserva che
i principali fornitori di carpenteria
saldata appaiono oggi certificati in
cl. 1 o 2 secondo EN 15085, dopo un
periodo transitorio in cui il Gruppo
aveva dato loro tempo per adeguarsi
ai requisiti della norma. Interessante l’analisi del processo di auditing
messo in atto, con procedura basata
su uno scoring in 37 punti di verifica,
cui è assegnato un opportuno peso.
Sono quindi descritti gli esiti delle
attività condotte nel triennio 2009 –
2011, in cui non sono mancati casi di
estrema criticità, che hanno suggerito
una sua integrale pianificazione o la
rinuncia a proseguire da parte del fornitore. Il quadro delle non conformità
rilevate appare piuttosto distribuito,
interessando molti dei punti principali
applicabili (coordinamento di saldatura, qualifica saldatori e processi di
saldatura, formazione dei saldatori,
gestione dei materiali, strumenti e
calibrazione, WPS / WPAR, idoneità
del reparto, ad esempio).
L’Ingegnere ha quindi esposto le proprie conclusioni, auspicando – tra
l’altro – una maggiore interazione
con gli Organismi di Certificazione,
che potrebbero avere dei ritorni diretti
circa l’effettivo operato delle realtà
certificate, che hanno mediamente evidenziato un numero di non conformità
pari ad 8, dato che potrebbe far dubitare dell’effettiva efficacia dei processi
certificativi adottati dagli Organismi
preposti.
Figura 4 - Un momento dell’apertura dei lavori da parte dell’Ing. Labbadia
268 Rivista Italiana della Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2012
All’Ing. Pezone è quindi succeduto, prima della tavola rotonda finale, l’Ing. Massimo Romairone di
Bombardier, il quale ha cercato di
evidenziare soprattutto i criteri per
l’organizzazione della struttura aziendale nell’ambito del contesto multinazionale del Gruppo, provvisto di
vari siti produttivi, ubicati in diverse
realtà nazionali. L’obiettivo fondamentale (la standardizzazione delle
unità produttive) è stato perseguito
attraverso due strumenti fondamentali, la creazione di Linee Guida di
Gruppo e la creazione di un Centro di
Competenza e di Training. Particolarmente interessante l’organizzazione
del Centro di Training per la saldatura
(WTC Bombardier), tra gli obiettivi
del quale sono stati evidenziati, tra
gli altri, l’incremento degli skills dei
saldatori, il miglioramento continuo
della qualità delle saldature, la veloce
implementazione di nuovi processi di
saldatura ed il rapido supporto per la
qualificazione dei siti e dei fornitori
di materiale saldato. In conclusione
dell’intervento, l’Ing. Romairone ha
poi descritto la struttura organizzativa
in essere per il Coordinamento per
la saldatura presso lo stabilimento
di Vado Ligure, che vede lo stesso
Romairone nel ruolo di Responsabile,
supportato da ulteriori Welding Engineer aziendali. Terminati gli interventi
previsti dal programma, si è quindi
svolta la successiva Tavola Rotonda:
dopo qualche immancabile esitazione
iniziale, cui ha cercato di rimediare il
coordinatore, Ing. Morra, stimolando
possibili interventi con una propria
sintesi dei punti di maggiore criticità
del sistema emersi, la discussione non
ha tardato a decollare, al punto che gli
organizzatori hanno dovuto sollecitare
i partecipanti a lasciare libera l’aula,
destinata ad ospitare poco dopo una
riunione.
Dott. Ing. Michele Murgia
Responsabile Divisione Formazione IIS
Redattore Capo Rivista Italiana della
Saldatura
Pubblicazioni IIS - Novità 2011
La saldatura in elettronica: rincorsa all’avanguardia
Volume degli Atti – Milano 13 Dicembre 2011
Le pressanti richieste dell’evoluzione tecnologica, le politiche di miglioramento continuo della qualità, il soddisfacimento delle tematiche ambientali, le esigenze di prevenire le necessità del cliente e l’obbligo di riduzione
dei costi, sono i principali fattori che rendono il mondo dell’elettronica
necessariamente attento ai cambiamenti del mondo circostante.
In aggiunta, l’inasprirsi della concorrenza oramai di livello globale ed il
susseguirsi delle crisi Ànanziarie ha obbligatoriamente portato l’industria
elettronica italiana a dover raggiungere l’eccellenza organizzativa,
progettuale e tecnologica.
Le memorie raccolte in questo volume hanno lo scopo di proporre alcuni
degli aspetti tecnologici di maggior rilievo affrontati da diverse società
leader nel settore.
INDICE:
1. L’afÀdabilità degli assemblaggi elettronici (L. Moliterni – IIS)
2. Il laser nella saldatura in elettronica (M. Ferrari – MTA)
3. Analisi metallograÀca e analisi termomeccanica TMA: correlazione del
parametro CTE col fenomeno del “pad lifted” (M.T. Fanti – Somacis)
4. La rintracciabilità nell’assemblaggio elettronico (M. Bacchi – Avicel)
5. Impiego della tecnologia “Pin-in-Paste” negli assemblaggi elettronici
(L. Grifagni – Metasystem)
6. Deposizione delle paste saldanti: panoramica sulle diverse tecnologie
di realizzazione delle lamine. Focus su lamine elettroformate e lamine speciali (Laser Multistep, High Performance e per alti depositi)
(A.Vaiarelli – STV)
7. Pulizia degli assemblaggi elettronici (M. Nebbia – Inventech)
8. Meccanismi di failure sui circuiti stampati (G. Parodi – IIS)
9. Cenni sulla realizzazione di assemblaggi “Package on Package”
e relative criticità rilevabili mediante indagine metallograÀche
Settore DDC
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16141 GENOVA
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In memoria
Carlo Corsini
Il 5 Aprile 2012 è mancato a Carrara il Dott. Ing. Carlo
Corsini.
E’ con grande dolore e rimpianto che l’Istituto ne
annuncia la scomparsa avvenuta pochi giorni prima della
stampa di questo numero; con l’Ing. Corsini scompare una
persona che ha particolarmente contribuito allo sviluppo
ed all’affermazione dell’Istituto.
L’Ing. Corsini era nato a Carrara il 22 Settembre 1928
e, dopo il conseguimento della laurea in Ingegneria
Meccanica all’Università di Pisa, aveva lavorato presso
le Società Pensotti e Breda di Milano e presso la Soc. ATB
di Brescia. In queste Società aveva acquisito una vasta
esperienza nel campo della caldereria pesante arrivando
alla carica di Responsabile di officina e di Responsabile di
produzione. Nel 1964, l’allora Vicepresidente delegato Ing.
Ugo Guerrera, l’aveva assunto con lo scopo principale
di migliorare le conoscenze dell’Istituto nel campo delle
costruzioni saldate, per poter incrementare e meglio
supportare il servizio di assistenza tecnica che ormai si
stava delineando come una delle principali branche di
attività dell’Istituto. Era stato nominato dirigente nel
1969 e successivamente, con l’avvento alla Segreteria
Generale dell’Ing. Ubaldo Girardi, nel 1975 era diventato
Direttore della Divisione Tecnica 1 dell’Istituto, Divisione
che si occupava sostanzialmente dell’attività di assistenza
e consulenza delle costruzioni saldate per conto di vari
clienti. Era stato quindi nominato Vicesegretario Generale
nel Giugno del 1985, dopo la scomparsa dell’Ing. Mario
Bortolini e quindi Segretario Generale il 1° Febbraio del
1986, dopo il ritiro dell’Ing. Girardi. Aveva mantenuto
questa carica fino al 30 Settembre 1990, non mettendosi
però completamente a “riposo” ma continuando ad
occuparsi di problemi di saldatura e della formazione di
Ingegneri e Periti. In particolare all’inizio della sua attività
all’Istituto era stato Responsabile tecnico per vari anni
dei lavori per la Montedison risiedendo quasi stabilmente
a Milano ed occupandosi quindi di problematiche vaste e
complesse relative agli impianti e alle nuove costruzioni
di questa Società, guadagnandosi stima e amicizia del
Committente. Con la nomina di Direttore della 1 a
Division Tecnica iniziò a coordinare e a dirigere su
scala nazionale le attività riguardanti le costruzioni e
manutenzioni sia di caldereria che di carpenteria. In tali
attività, che proseguì fino al suo pensionamento, eccelse
per la sua notevole esperienza teorica e pratica e per le
particolari capacità analitiche e sintetiche nell’affrontare
i problemi a volte di grande rilevanza e contribuendo
quindi alla creazione dei quadri tecnici dell’Istituto,
in particolare di numerosi ingegneri, alcuni dei quali
destinati poi ad assumere a loro volta le funzioni da Lui
ricoperte. Ricordiamo in particolare l’impulso dato al
miglioramento del Laboratorio dell’Istituto con l’acquisto
di importanti apparecchiature e la sperimentazione anche
a livello di problemi molto concreti; infatti egli concepiva
il Laboratorio come un aiuto fondamentale nella ricerca
di soluzione di questioni poste dalle attività industriali e
questo anche per la sua spiccata tendenza a concretizzare,
dopo lo studio teorico, ogni problematica di esercizio.
Va qui giustamente ricordato che l’Ing. Corsini provvide
anche, come Segretario Generale, ad una modernizzazione
della Rivista, in particolare per quanto riguarda la
grafica e che, durante la sua Segreteria, venne effettuato
il trasferimento nella nuova sede di Lungobisagno lstria
(Giugno 1988) che egli curò personalmente.
La nuova sede, con ampi spazi ed il Laboratorio
annesso, ha consentito sicuramente un miglioramento
delle condizioni di lavoro e della collaborazione dei
vari reparti. Evidenziamo ancora sotto la sua Segreteria
l’inizio della cooperazione con grandi società per
l’assistenza alle operazioni di saldatura di metanodotti e
gasdotti e la consulenza per la costruzione dei grandi stadi
per i campionati mondiali di calcio del 1990, in particolare
lo stadio di S. Siro a Milano, il Ferraris di Genova, quello
delle Alpi di Torino e l’Olimpico di Roma. Di grande
impegno fu la costruzione delle lunghe travi che collegano
le quattro torri di calcestruzzo a Milano e la tensostruttura
di quello di Torino. In tutti questi casi, grazie all’accorta
regia dell’Ing. Corsini, l’Istituto riuscì ad imporsi, su varie
concorrenti, grazie alla sua superiore affidabilità.
Tutti i suoi collaboratori hanno avuto modo di conoscere
anche la semplicità e il rigore morale che deve essere,
come ha sempre insegnato, l’elemento fondamentale della
professione e senza il quale ogni conoscenza tecnica è
vana. Il rigore morale, ripeteva sempre, è la roccia su cui
l’Istituto deve costruire la sua casa.
Anche in età avanzata, nonostante i seri problemi di salute
che lo affliggevano, in particolare una grave malattia agli
occhi, era sempre disponibile per preziosi consigli.
A lui quindi va il nostro ricordo e la nostra gratitudine.
L’Istituto si associa al dolore dei famigliari, porgendo le
più commosse e sentite condoglianze.
Rivista Italiana della Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2012 271
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Quali sono le risposte che si ottengono tramite controllo
ultrasonoro di una saldatura di acciaio al carbonio eseguita
in semiautomatico con processo FCAW con piattino di sostegno? La saldatura è tra una lamiera di spessore 25 mm
cianfrinata a 45° ed una lamiera di spessore 30 mm ad angolo retto; il piattino di sostegno è di 8 mm di spessore.
(Danilo Venuto - Fontanafredda PN)
Il metodo di controllo ultrasonoro con tecnica pulsed echo si
basa sul principio della riflessione degli ultrasuoni da parte
di imperfezioni opportunamente orientate, in particolare il
più perpendicolare possibile rispetto alla direzione di propagazione. Nel caso del giunto in questione se la penetrazione
della saldatura è adeguata (1-2 mm) si ha che il fascio ultrasonoro prosegue il proprio cammino all’interno del piattino di sostegno, di conseguenza non verificandosi riflessioni
sullo schermo non compare nessun eco. Utilizzando quindi
una sonda angolata con angolo di 70° sullo schermo non si
verificheranno indicazioni.
Grande attenzione, tuttavia, deve essere posta nei confronti di
echi spuri legati a riflessioni all’interno del piattino stesso che
possono tornare alla sonda. Utilizzando una sonda angolata da
70° nel caso di riflessioni da parte del piattino di sostegno si
otterranno degli echi con un percorso ultrasonoro lungo l’asse
dei tempi superiore ai 75 mm (corrispondenti ad una profondità
di 25 mm) controllando dal lato della lamiera meno spessa.
Nel caso in cui la penetrazione non è adeguata si ha una riflessione in corrispondenza della mancanza di penetrazione; sullo
schermo si ottiene un eco definito “liscio”. Sempre utilizzando
una sonda angolata da 70° sullo schermo si presenterà un eco
con un percorso inferiore o pari ai 75 mm (ossia corrispondente
ad una profondità inferiore o pari allo spessore della lamiera.
Ing. Sergio Picasso
Divisione Formazione IIS
Rivista Italiana della Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2012 273
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Abbiamo provato
per voi...
VISORE SE 28F di SMART NdT
1. Introduzione
L’Istituto Italiano della Saldatura si
è occupato di verificare le differenze
tecniche tra il tradizionale visore a
lampada alogena ed i nuovi visori
industriali con lampade a LED.
In particolare, è stato sottoposto a
valutazione da parte dei tecnici IIS
il visore SE 28F, prodotto da SMART
NdT che sfrutta la tecnologia LED,
(acronimo di Light Emitting Diode).
Oggi l’utilizzo dei visori industriali è
sensibilmente cambiato: le lampade
alogene sono state progressivamente
sostituite da quelle a LED che sfruttano la capacità posseduta da determinate sostanze, dette semi-conduttori,
di emettere fotoni mediante il fenomeno dell’emissione spontanea.
Ulteriori vantaggi di tali sorgenti sono
il basso consumo ed assorbimento
energetico e la stabilità alla fluttuazione del voltaggio della rete elettrica.
Dal punto di vista del controllo radiografico, vari riferimenti normativi
sono stati presi in considerazione, tra
i quali citiamo i più importanti:
r ISO 5579 -“Non-destructive testing - Radiographic examination
of metallic materials by X and
gamma rays - Basic rules”
r UNI EN 444 - “Prove non distruttive - Principi generali per l’esame
radiografico di materiali metallici
mediante raggi X e gamma”
r ASTM E94 -“Standard Guide for
Radiographic Examination”.
Tali standards rimandano a norme
tecniche specifiche per quanto riguarda le condizioni di visione, le regole
basilari di produzione di un visore
industriale e le verifiche periodiche
da effettuarsi. Le normative di riferimento sono molto simili tra di loro
sia sugli aspetti tecnici sia sui contenuti. L’unica differenza significativa
si riscontra nella suddivisione del
visore in reticoli, che devono essere
massimo 3,5 cm x 3,5 cm secondo
la EN 25580 “Prove non distruttive. Visori per radiografie industriali.
Requisiti minimi” mentre, secondo
ASTM E1390 “Standard Specification for Illuminators Used for Viewing
Industrial Radiographs”, il reticolo
deve essere costituito da quadrati di
lato massimo 2 in. A tal proposito si
è deciso di eseguire un’operazione di
confronto tra tre visori del formato
10x24, di cui due con sistema classico
di illuminamento a lampade alogene.
Uno di questi visori è della stessa
casa produttrice del visore LED SE
28F ovvero il modello SEMAT SE 28
mentre, il terzo visore con sistema di
illuminamento a lampada alogena,
è in dotazione presso il Laboratorio
dell’Istituto Italiano della Saldatura.
La valutazione si è svolta mediante un
duplice approccio:
r il primo soddisfa i criteri ASTM
E1390 - “Standard Specification for Illuminators Used for
Viewing Industrial Radiographs”,
in conformità alla procedura IIS
(*) Redazione a cura della Divisione Formazione IIS, Settore PND,
Dott. Giovanni Calcagno e Pasquale MIniello.
Prove condotte in collaborazione con il Laboratorio IIS, Andrea Ragni.
r
relativa alla verifica dei visori
industriali;
il secondo verifica le condizioni
reali di utilizzo del visore, ovvero
eseguendo letture film e testando
le condizioni del visore e dell’ambiente operativo.
2. Verifiche effettuate
2.1 Verifiche preliminari
Una prima indagine, di caratterizzazione elettrica, mostra che, a parità di
tipologia di alimentazione e frequenza, il visore SE 28F necessita di una
potenza di rete pari a 122 W contro
1000 W necessari per i visori già in
dotazione di IIS.
Tale valore era prevedibile dal momento che è strettamente correlato alle
potenzialità della tecnologia LED.
Una riduzione di potenza assorbita
offre un notevole vantaggio sia per i
costi d’utilizzo (a tal fine si ricorda
che la radiografia ha tra i suoi svantaggi il costo d’esecuzione) sia per
la versatilità d’impiego che il visore
SE 28F può avere nei diversi contesti
d’utilizzo.
Per prima cosa i visori, come richiesto da norma, devono essere tali da
diffondere la luce e da proteggere le
pellicole radiografiche dal calore trasmesso dalle lampade. Inoltre può
esserci o meno un sistema di ventilazione. In tutti e tre i casi analizzati
le strutture si presentano robuste dal
punto di vista delle armature metal-
Rivista Italiana della Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2012 275
Abbiamo provato per voi...
liche che costituiscono il visore ed
in tutte è previsto un sistema di ventilazione. Il visore SE 28F si presenta
più leggero (peso pari circa a 4 kg)
rispetto agli altri (peso pari circa a
9 kg) e, dal punto di vista ergonomico,
si rivela più facilmente trasportabile
grazie ad una maniglia rinnovata che
va a sostituire la tradizionale fascetta
di plastica utilizzata dal modello precedente.
La riduzione di peso complessiva
dipende anche dalla composizione
dello schermo che è costituito da due
vetri: uno interno che funge da dissipatore di calore ed uno esterno opalescente.
Gli schermi dei tre visori, messi a
confronto, sono risultati analoghi per
compattezza e resistenza; come richiesto dalla normativa, sono dotati di
sistemi anti-riflesso idonei all’utilizzo. I vantaggi del peso ridotto e di
una maniglia più ergonomica possono
rappresentare un aspetto positivo per
chi, come esigenza operativa, necessiti di trasportare il proprio visore nei
contesti in cui opera.
Un piccolo neo, nei confronti dei due
visori già in dotazione di IIS presi in
esame, è il volume, anche se siamo
nell’ordine di pochi cm3.
Infine, ulteriore aspetto importante
che si è presentato nel montaggio
del visore SE 28F, è il sistema di
connessione del pedale di accensione
del visore stesso, il quale è provvisto
come da opportune regolamentazioni
di sicurezza elettrica, di un sistema ad
avvitamento.
Un particolare utile all’utilizzo da
parte dell’operatore è la tabella degli
indicatori di qualità d’immagine (con
riferimento alla normativa europea ed
americana) posta dal costruttore nella
parte frontale del visore SE 28F.
2.2 Verifica della luminanza
e della densità massima
leggibile
Una volta eseguite tali verifiche preliminari, si è passati a tracciare la
grigliatura degli schermi dei tre visori
per effettuare le verifiche di luminanza. Tale operazione è fondamentale
in quanto la normativa ASTM E1390
richiede la suddivisione dello schermo
in reticoli ed il prelievo del valore
di luminanza al centro di ciascun
quadrato costituente il reticolo, al
fine di verificare il valore massimo di
luminanza e la sua distribuzione sulla
superficie dello schermo.
Eseguita tale operazione preliminare
tramite l’utilizzo di cunei a gradino,
si è portato lo schermo del visore perfettamente perpendicolare al sensore
del luminanziometro. Secondo la procedura in uso presso IIS, per la determinazione della luminanza del visore,
la distanza tra la superficie del visore
e il sensore del luminanziometro non
deve essere inferiore a 500 mm e per
eseguire tale prova i tecnici hanno
portato tale distanza a 1000 mm.
La luminanza, come tutte le grandezze
fotometriche, è funzione dell’angolo di
incidenza della radiazione elettromagnetica e della distanza.
Il luminanziometro è uno strumento
che fornisce la misura della luminanza
[cd/m2], ovvero la quantità di intensità
luminosa espressa in candele, per unità di superficie di riferimento espressa
in m2, in direzione normale al piano
della superficie emittente.
Visore SMART NdT SE 28F
Visore con lampada alogena in dotazione
presso il Laboratorio IIS
276 Rivista Italiana della Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2012
Visore con lampada alogena SEMAT SE 28
in dotazione presso Formazione IIS
Abbiamo provato per voi...
TABELLA I - Visore SMART NdT SE 28F - Suddivisione dello schermo del visore in un
reticolo e valori massimi di luminanza ottenuti all’interno del quadrato
87400
87000
81600
127700
90900
55100
118400
87700
65400
90600
90000
66400
67500
94100
78900
80300
135000
112000
91500
121000
84600
TABELLA II - Visore con lampada alogena in dotazione presso IIS - Suddivisione dello
schermo del visore in un reticolo e valori massimi di luminanza ottenuti all’interno del
quadrato
42100
41700
30800
43800
44300
33000
46500
48200
39100
45300
46600
33600
46000
46900
33700
42800
42100
29100
40600
39000
25300
2.3 Uniformità di luminanza
TABELLA III - Visore con lampada alogena SEMAT SE 28 - Suddivisione dello schermo
del visore in un reticolo e valori massimi di luminanza ottenuti all’interno del quadrato
21600
22300
22800
30300
30500
31200
36500
37500
37600
39500
39700
39400
Per maggior chiarezza circa l’argomento, presentiamo di seguito alcuni
esempi numerici di valori di luminanza espressi in [cd/m2]:
r DJFMPTFSFOPEBB
r DBSUBCJBODBJMMVNJOBUBQFSQFOdicolarmente dal sole: 30000
r GJBNNBEJDBOEFMB
r TVQFSGJDJFMVOBSFDPOMVOBNPMUP
alta e cielo molto limpido): 2500
r QSBUPJMMVNJOBUPEBMTPMF
La normativa definisce chiaramente
i valori di luminanza che il visore
deve avere, i quali sono funzione della
densità ottica delle radiografie che
devono essere lette.
Si ricorda a tal fine che il valore della
densità ottica è il logaritmo in base
dieci dell’opacità, ovvero del rapporto
tra la luminanza entrante in una pellicola e quella uscente dalla stessa.
Per i valori minimi di luminanza in
funzione delle densità delle radiografie valgono le seguenti prescrizioni:
r se la densità è minore o uguale
a 2,5 la luminanza minima dello
schermo non deve essere inferiore
a 30 [cd/m2]
r se la densità è maggiore di 2,5
il valore di luminanza non deve
scendere al di sotto di 10 [cd/m2].
Dopo le prime misurazioni del visore
SE 28F, si è notato che i vari LED,
non avendo lo stesso dimensionamento come accade in una lampada alogena tradizionale, creano all’interno
del reticolo maggiori fluttuazioni dei
35400
37500
33600
30200
30000
26800
poter interpretare pellicole a densità
maggiori col vantaggio di poterne
accettare altre maggiormente sovraesposte, ma presenta l’enorme vantaggio, in termini di sensibilità, di poter
interpretare film più contrastati, in
quanto il contrasto radiografico, sia
oggettivo che soggettivo, aumenta con
la densità ottica.
20800
19800
20500
valori di luminanza. Si è quindi deciso
di eseguire tre prelievi di dati: il primo
nel punto centrale dei quadrati costituenti il reticolo, il secondo e il terzo
in una zona immediatamente limitrofa.
Una seconda prova è stata svolta con
metodo richiesto da procedura, ossia
tramite l’esecuzione di tre prove condotte nello stesso punto con intervalli
di tempo superiori ai 10’. Tra un’analisi e l’altra il luminanziometro è spento. Si può quindi eseguire la media dei
tre valori ottenuti. In entrambi i casi
si è notato che il visore presentava un
valore massimo pari a 135000 [cd/m2]
(cui corrisponde una densità ottica di
4.13), valore addirittura superiore a
quello fornito dal certificato di conformità del costruttore, il quale indica
un valore massimo di 100000 [cd/m2]
(cui corrisponde una densità ottica di
4.0). Per quel che concerne i visori a
lampada alogena, i valori di luminanza e di densità ottenuti sono:
r luminanza pari a 48200 [cd/m2]
e densità massima leggibile pari
a 3.68 per il visore in dotazione
presso il Laboratorio IIS
r luminanza pari a 39700 [cd/m2] e
densità massima leggibile pari a
3,59 per il visore SEMAT SE 28.
Nelle Tabelle I, II e III sono riportati i
valori di luminanza rilevati sul reticolo e come questi si distribuiscono sullo
schermo secondo la procedura IIS.
Il valore di luminanza ottenuto dal
visore SE 28F, non solo permette di
Una volta valutata la luminanza,
quindi la massima densità leggibile
per i visori, si è passati a valutare
l’uniformità (g) degli stessi.
E’ opportuno ricordare che, quando
si utilizzano degli schermi diffusori
come quelli qui verificati, la luce
deve essere uniformemente distribuita sulla superficie dello schermo,
in modo tale che la pellicola sia
uniformemente investita dalla stessa
e che non ci siano forti variazioni tra
i valori minimi e massimi di densità
leggibile. Ciò porterebbe alla perdita
di indicazioni durante l’esecuzione
della lettura radiografica. Tale valore d’uniformità deve essere maggiore di 0,5 sia secondo ASTM E1390
e sia secondo UNI EN 25580. Per
entrambi i riferimenti normativi sopracitati, l’uniformità è definita come il
rapporto della media aritmetica dei
quattro valori minimi diviso la media
aritmetica dei quattro valori massimi.
Nella Tabella seguente sono riportati i
valori ottenuti dai tre visori. Il fattore
d’uniformità è più marcato sul visore
in dotazione presso il Laboratorio IIS,
rispetto agli altri 2 visori verificati,
Visore SMART NdT SE 28F
Visore con lampada alogena,
in dotazione presso il
Laboratorio IIS
Visore SEMAT SE 28
Rivista Italiana della Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2012 277
Abbiamo provato per voi...
come d’altronde si poteva intuire dai
dati riportati nelle tabelle precedenti.
Questo fattore esprime una più regolare distribuzione della luminanza del
negativoscopio, quindi una maggior
uniformità di lettura del film.
TABELLA IV - Valori di luminanza in funzione dell’angolo di orbitazione rilevati sugli
schermi dei tre visori
Visore SMART NdT SE 28F
2.4 Fattore di diffusione
Dopo la verifica di uniformità si è
verificato il fattore di diffusione (V’),
ovvero il parametro con cui si stabilisce se agli occhi dell’operatore
giungono, in maniera uniforme, lo
stesso quantitativo di luce da diverse
parti dello schermo del visore durante
la lettura radiografica. L’emissione
luminosa si misura su un semicerchio
il cui centro coincide con quello geometrico dello schermo in esame ed il
cui diametro sia approssimativamente
equivalente alla dimensione massima
dello schermo stesso (diagonale).
La diffusione è stata valutata mediante
fotometro ed orbitatore con due orbitazioni sulle diagonali a 0°, 5°, 20°
e 45° in entrambi i versi, sinistrorsa
e destrorsa. Il valore del coefficiente
di diffusione deve essere maggiore
o uguale a 0,7 sia secondo ASTM
E1390, sia secondo UNI EN 25580.
La relazione che lega i dati rilevati e il
coefficiente di diffusione è la seguente:
dove
r L5 indica il valore preso sulla diagonale con inclinazione del fascio
d’incidenza pari a 5°
r L20 indica il valore preso sulla
diagonale con inclinazione del
fascio d’incidenza pari a 20°
r L45 indica il valore preso sulla
diagonale con inclinazione del
fascio d’incidenza pari a 45°.
Nella Tabella IV si mostrano i valori
rilevati sugli schermi dei tre visori con
orbitazione destrorsa e sinistrorsa:
r 7JTPSF4&'si ottiene un valore
del coefficiente di diffusione pari a
0.95 a sinistra e 0.92 a destra.
r Visore in dotazione presso il Laboratorio IIS: i valori di diffusione
ottenuti sono 0,97 a sinistra e 0,92
a destra.
r Visore SEMAT SE 28: i valori
di diffusione ottenuti sono 0,96 a
sinistra e 0,96 a destra.
Orbitazione sinistrorsa
Angolo d’inclinazione
Orbitazione destrorsa
7925
7820
7240
5°
20°
45°
7885
7640
6860
Visore in dotazione presso il Laboratorio IIS
Orbitazione sinistrorsa
Angolo d’inclinazione
Orbitazione destrorsa
3945
3910
3740
5°
20°
45°
3990
3830
3510
Visore SEMAT SE 28
Orbitazione sinistrorsa
Angolo d’inclinazione
Orbitazione destrorsa
2940
2900
2740
5°
20°
45°
2960
2900
2780
In questo caso lo schermo più performante risulta essere il visore SEMAT
SE 28 con sistema a lampada alogena
il quale fornisce un quantitativo di
luce più uniforme verso l’apparato
visivo dell’operatore.
2.5 Temperatura
L’ultima prova richiesta dai riferimenti normativi europeo ed americano è
quella relativa alla temperatura della superficie dello schermo, che deve
essere inferiore a 60 °C per entrambe
le norme, in modo tale da non deterio-
rare l’emulsione della pellicola (molto
sensibile alle condizioni di temperatura
e umidità).
L’iter della prova è formato dalla verifica del valore di temperatura dei visori
secondo la procedura IIS. Durante l’esecuzione delle prove precedentemente
elencate, si è rilevata la temperatura
d’utilizzo con un tempo minimo di
prova di un’ora. Successivamente, una
volta raffreddati i visori, si è provveduto ad eseguire sugli stessi un rilievo di
temperatura, dopo un’ora continuativa
di utilizzo in condizioni di massima
Schema di misurazione della luminanza secondo UNI EN 25580
278 Rivista Italiana della Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2012
Abbiamo provato per voi...
3. Conclusioni
Visore SE 28F, prova di misurazione del coefficiente di diffusione con fotometro
luminanza e posizionando una pellicola sullo schermo. Tale prova non è
prevista dalla normativa. Si è voluto
valutare qual’è il massimo valore di
temperatura e quali sono gli effetti della stessa sulla pellicola.
Sovente accade, per esigenze operative,
di dover utilizzare il visore acceso per
un tempo maggiore da quello che indicano le normative tecniche.
Mentre nelle prove richieste dalla
procedura le temperature rilevate
sono state intorno ai 25 °C per tutti i
visori, nella prova extra-procedurale,
il visore SE 28F, a parere dei tecnici, si
è mostrato più performante rispetto ai
concorrenti avendo una media, nell’arco di un’ora, intorno ai 37 °C contro i
43 °C del visore in dotazione al Laboratorio IIS ed i 48 °C del visore SEMAT
SE 28. In nessuno dei visori verificati si
è determinato il deterioramento delle
pellicole poste sullo schermo del visore
durante la prova. Tale temperatura è
un parametro fondamentale per evitare il deterioramento dell’emulsione
radiografica della pellicola ma anche
per scongiurare che le condizioni di
lettura dell’operatore diventino critiche
dopo ore di lettura continuativa, con il
rischio di far decadere la sensibilità
radiografica causata dalla stanchezza
fisiologica dell’operatore.
Tale verifica inoltre è stata supportata,
eseguendo la visione di oltre 50 pellicole radiografiche in ambiente chiuso e
ristretto. Ciò che si è potuto constatare
è il senso di maggior benessere durante
la lettura radiografica utilizzando il
visore con sistema a LED.
Visore SE 28F, misurazione della temperatura dello schermo
Mediante le prove effettuate si è testata
la potenzialità del LED come sorgente
luminosa, a fronte di un suo sempre più
diffuso utilizzo a livello civile ed industriale (Tab. V). Il visore offre garanzie
di qualità e permette di avere elevata
luminanza anche ai suoi bordi, zona
solitamente soggetta a significative
diminuzioni di valore di luminanza.
La riduzione di peso comporta una
maggiore potenzialità del prodotto
(dato da non sottovalutare), qualora si
debbano trasportare più apparecchiature durante l’arco della giornata.
La visione delle pellicole radiografiche si è rilevata alquanto vantaggiosa dal punto di vista della sensibilità
radiografica, con un incremento del
contrasto e della capacità di risoluzione dei dettagli. Inoltre la più elevata
densità leggibile permette di salvare un
maggior numero di pellicole qualora
si operi in ambito normativo europeo,
in quanto strettamente correlato alla
luminanza massima del visore.
Riguardo agli aspetti negativi, si possono citare le dimensioni del visore che
non sono state sensibilmente ridotte
rispetto a quelle dei modelli precedenti.
Altro aspetto da tenere in considerazione è la fluttuazione dei valori interni
della luminanza dovuta al posizionamento dei diversi LED distanziati l’uno
dall’altro. Probabilmente un incremento del numero dei LED applicati per
unità di superficie porterebbe ad una
maggiore uniformità di luminanza ma,
per contro, si produrrebbe un incremento della temperatura della superficie dello schermo del visore stesso, con
problematiche inerenti sia alla condizione di lettura dell’operatore sia a
quella del deterioramento dei film.
Per risolvere queste problematiche
SMART NdT sta sperimentando nuove
tipologie di vetri al fine di migliorare
l’efficienza luminosa e l’omogeneità
della luce emessa. Il giudizio è ampiamente positivo. Possiamo dire che nel
campo dei controlli non distruttivi e
nella fattispecie della radiografia su
pellicola, il sistema d’illuminamento a
LED ha trovato un ulteriore campo di
applicazione per il futuro prossimo, con
ampi margini di miglioramento ma con
basi attuali già più che soddisfacenti.
Rivista Italiana della Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2012 279
Abbiamo provato per voi...
TABELLA V - Scheda riassuntiva di confronto
VISORE
SMART NdT SE 28F
SEMAT SE 28
VISORE IN
DOTAZIONE IIS
Formato schermo
10x24
10x24
10x24
Tipo di sorgente
LED
Lampada alogena
Lampada alogena
Peso dello strumento
4 kg
9 kg
9 kg
Caratteristiche
strutturali del visore
Ottima trasportabilità;
maniglia ergonomica
Discreta trasportabilità;
maniglia a fascetta non
ergonomica
Discreta trasportabilità;
maniglia a fascetta non
ergonomica
Composizione dello
schermo
E’ costituito da due vetri: uno
diatermico interno che funge
da dissipatore ed uno opalescente esterno
Struttura multipla costituita
da 4 elementi, di cui 3 interni con funzione dissipativa ed
uno esterno opalescente
Struttura multipla costituita
da 4 elementi, di cui 3 interni con funzione dissipativa ed
uno esterno opalescente
Potenza assorbita
122 W
1000 W
1000 W
Caratteristiche
elettriche
Basso assorbimento energetico, alta stabilità alle fluttuazioni di tensione della rete,
cavi di alimentazione dotati
di dispositivi di avvitamento
di sicurezza
Elevato assorbimento energetico, media stabilità alle fluttuazioni di tensione della rete,
cavi di alimentazione non dotati di dispositivi di sicurezza
Elevato assorbimento energetico, media stabilità alle fluttuazioni di tensione della rete,
cavi di alimentazione non dotati di dispositivi di sicurezza
Sistema di ventilazione
Presente
Presente
Presente
Densità massima
leggibile
4.13
3.59
3.68
Uniformità di luminanza
0.5066
0.5294
0.6280
Caratteristiche di
luminanza e di densità
massima leggibile
Elevata sensibilità alla lettura
delle lastre ed uniformità di
luminanza accettabile
Buona sensibilità alla lettura
ed uniformità di luminanza
accettabile
Buona sensibilità alla lettura
ed elevata uniformità di
luminanza
Fattore di diffusione
0.95 sinistra
0.92 destra
Ottimo
0.96 sinistra
0.96 destra
Ottimo
0.97 sinistra
0.92 destra
Ottimo
Temperatura rilevata
secondo ASTM E1390
UNI EN 25580
21 °C
25 °C
27 °C
Temperatura rilevata
dopo 1 h di utilizzo
continuato
37 °C
Nessuna variazione dell’integrità della pellicola è stata riscontrata
48 °C
Nessuna variazione dell’integrità della pellicola è stata riscontrata
43 °C
Nessuna variazione dell’integrità della pellicola è stata riscontrata
Lettura film
radiografico
Ottime prestazioni in fase di
lettura; migliori condizioni di
utilizzo da parte dell’operatore dovute al minore riscaldamento dello schermo dopo
uso prolungato
Buone prestazioni in fase
di lettura; condizioni meno
favorevoli di utilizzo da parte dell’operatore dovute al
maggiore riscaldamento dello
schermo dopo uso prolungato
Buone prestazioni in fase di
lettura; condizioni meno favorevoli di utilizzo da parte dell’operatore dovute al
maggiore riscaldamento dello
schermo dopo uso prolungato
Manutenzione e
durata sorgente
La durata è nettamente superiore rispetto alle sorgenti tradizionali. La sostituzione richiede conoscenze specifiche
relative alla tecnologia LED.
La durata è inferiore.
La sostituzione della lampada
può essere eseguita
facilmente dall’operatore
La durata è inferiore.
La sostituzione della lampada
può essere eseguita
facilmente dall’operatore
Ringraziamenti: Si ringrazia per la collaborazione prestata la Società SMART NdT S.r.l, in particolare il Sig. Luca Marta.
280 Rivista Italiana della Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2012
Normativa tecnica
Commissione Saldature dell’UNI
Si è tenuta a Genova, il 14 Dicembre
2011, presso la sede dell’Istituto, la
riunione della Commissione Saldature
dell’ UNI, la cui Segreteria e Presidenza sono tenute dall’Istituto Italiano
della Saldatura.
All’ordine del giorno il resoconto delle attività normative e di studio nazionali ed internazionali.
Il Presidente, Dott. Ing. Mauro
Scasso, ha aperto la seduta scorrendo
il contenuto del verbale della riunione
precedente e ribadendo la volontà di
divulgare, con la collaborazione della
Commissione, argomenti normativi di
particolare interesse per gli utilizzatori mediante seminari, convegni od altri
sistemi utili allo scopo.
L’Ing. Franco Lezzi ha quindi riferito sulle attività normative nazionali
svolte nel corso dell’anno dalla Sottocommissione Mista Commissione Saldature dell’UNI – UNIPLAST “SMP
- Saldatura delle Materie Plastiche”
di cui è Presidente ed ha fornito un
dettagliato rapporto sullo stato attuale
delle norme nazionali in revisione ed
in elaborazione.
In particolare ha riferito che nell’ultimo anno sono stati conclusi i lavori
di revisione di alcune norme fondamentali tra cui la UNI 10521 “Saldatura di materie plastiche. Saldatura per elettrofusione. Saldatura di
tubi e/o raccordi in polietilene per
il trasporto di gas combustibili, di
acqua e di altri fluidi in pressione”
e la UNI 10761 “Coordinamento delle
attività di saldatura, posa e collaudo
di reti di polietilene per il convogliamento di gas combustibili, acqua
e altri fluidi in pressione - Compiti
e responsabilità, requisiti per l’addestramento, la qualificazione e la
certificazione del personale” che sono
andate in inchiesta pubblica prima
della loro pubblicazione.
Le due proposte hanno ricevuto alcune
osservazioni per le quali la SMP, nella
sua ultima riunione del 27 Settembre, ha concordato le relative risposte
inviate agli interessati ed all’UNI per
conoscenza, come prevedono le attuali
regole UNI.
Passati alle relazioni dei lavori normativi internazionali il Segretario
tecnico della Commissione Geom.
Sergio Giorgi ha presentato i docu-
menti contenenti le relazioni pervenute
da alcuni Delegati della Commissione
ai lavori del CEN e dell’ISO, l’elenco,
per argomenti, delle norme del CEN
TC 121 ”Welding” aggiornato al 30
Novembre 2011 e le strutture del CEN
TC 121“Welding” e dell’ISO TC 44
“Welding and allied processes”.
L’attività svolta dal CEN TC 121 e
dall’ISO TC 44 è stata quindi illustrata dall’Ing. Stefano Morra che in qualità di Delegato Italiano ai Comitati
plenari e ad altri Sottocomitati riguardanti la qualificazione dei saldatori,
delle procedure di saldatura e della
qualità in saldatura, ha fornito un’ampia relazione su questi argomenti.
In particolare Morra ha riferito, per
quanto riguarda il CEN, sulla pubblicazione della nuova edizione della
EN 287-1 norma di grande impatto
industriale e contrattualistico in quanto richiamata dal Testo Unico sulle
Costruzioni (D.M. 14/01/2008) e sulle
variazioni più significative rispetto
all’edizione precedente.
Per quanto riguarda l’attività dell’ISO,
Morra ha relazionato su quanto emerso dalle riunioni del TC 44 plenario
e dei suoi Sottocomitati SC 10 “Unification of requirements in the field
of metal welding” e SC 11 “Qualification requirements for welding and
Rivista Italiana della Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2012 281
Normativa Tecnica
tecnica
allied processes personnel” svoltesi
a Genova, presso l’IIS, dal 24 al 28
Ottobre 2011.
In particolare, ha riferito che nell’occasione, è stato evidenziato il sempre
più diffuso utilizzo in Europa, della
serie di norme EN ISO 3834 “Quality
requirements for fusion welding of
metallic materials” ed è stato mostrato ampio consenso alla proposta di
realizzare, nel sito web dell’ISO, una
sezione dedicata alle FAQ (Frequently
Asked Questions) per l’interpretazione delle norme. Scasso ha espresso
l’opinione che l’iniziativa potrebbe
essere molto interessante sempreché le
risposte date siano definitive.
Mediante relazioni scritte e resoconti
verbali sono state quindi fornite dai
Delegati Italiani al CEN e all’ISO,
puntuali informazioni sullo stato di
avanzamento dei lavori di propria
competenza.
Sulle recenti attività dell’ISO e del
CEN riguardanti le prove non distruttive e la saldatura a resistenza è stato
riferito, con un esauriente resoconto,
dai rispettivi Delegati: Ing. Andrea
Tonti e dal Sig. Luigi Serrantoni, presenti alla riunione.
In particolare, Tonti, a completamento della sua relazione distribuita ai
Membri della Commissione (contenuta nel documento CS-008-11), ha
riferito che nel corso dell’ultima riunione dell’ISO TC 44 SC 5 “Testing
and inspection of welds”, tenutasi
a Genova presso l’IIS il 26 Ottobre,
Segreteria e Presidenza dell’SC 5 sono
state affidate ad AFNOR ed è stato
deciso di non accogliere commenti
alle inchieste senza relative proposte
e pertanto sulla base della decisione presa, i commenti francesi sulla
lunghezza massima dei difetti, riferiti
alla norma sul TOFD, non sono stati
accolti in mancanza di una adeguata
proposta tecnica.
Per un completamento dell’ informazione, Tonti ha rimandato alla sua
relazione contenuta nel documento
CS-011-11 distribuito ai Membri.
Serrantoni, Delegato all’ISO TC 44
SC 6 “Resistance welding and allied
mechnical joining” ha riferito che nel
Sottocomitato sono in corso alcune
revisioni di norme esistenti tra cui
quella della ISO 669 “Resistance welding - Resistance welding equipment
- Mechanical and electrical requirements” ritenuta lacunosa e quindi
poco seguita per cui si rende necessario un aggiornamento tecnico con l’inserimento dei criteri di classificazione
delle saldature ad inverter ed un riferimento alle norme IEC e della EN ISO
5826 “Resistance welding equipment
- Transformers - General specifications applicable to all transformers”
anch’essa per aggiornamenti tecnici.
Per un completamento dell’informazione, Serrantoni ha rimandato alla
sua relazione contenuta nel documento CS-009-11 distribuito ai Membri.
Per quanto riguarda il TC 44 SC 8
“Equipment for gas welding, cutting
and allied processes”, Morra ha informato sull’avvio di una attività relativa
alla sicurezza delle macchine da taglio
termico e ha rimandato alla relazione
dell’Ing. Marco Arzenton, Delegato
Italiano al Sottocomitato, per l’occasione assente giustificato, per una più
completa relazione sull’attività svolta
(Doc. CS-007-11).
Sono state inoltre distribuite le relazioni sui lavori: del CEN TC 121 SC
3 e dell’ISO TC 44 SC 3 “Welding
consumables” preparata dal Delegato Italiano Ing. Mauro Carabelli
(CS-012-11) e del CEN TC 121 SC 7
e ISO TC 44 SC 8 “Equipment for gas
welding, cutting and allied processes”
preparata dal Delegato Italiano Ing.
Marco Arzenton (CS-007-11), assenti
per l’occasione.
L’Ing. Luca Costa, Presidente della Commissione VIII “Health, safety and environment” dell’Istituto
Internazionale della Saldatura (IIW),
recentemente nominato Vice Presidente dell’IIW, ha fornito un’ampia ed
esaustiva relazione sulle varie attività
svolte dall’Organismo internazionale
ricordando che lo stesso agisce anche,
su mandato dell’ISO, come ente normatore in saldatura per alcuni specifici argomenti.
282 Rivista Italiana della Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2012
Costa ha quindi relazionato brevemente sulle varie attività normative delle Commissioni Tecniche ed ha
anche riferito sulla ristrutturazione
tecnica che ha visto la nascita di una
nuova Commissione XVII “Brazing,
soldering and diffusion bonding e di
un nuovo Comitato ristretto “Micro
and nano joining technologies”.
Al termine l’Ing. Morra, nella sua
qualità di membro del Board of Directors dell’European Federation for
Welding, Joining and Cutting (EWF)
ha riferito sulle attività di formazione,
qualificazione, studio e normazione
svolte dall’EWF e strettamente collegate con quelle dell’International
Authorization Board (IAB) dell’IIW
di cui è stato recentemente nominato
Chairman del Gruppo B che si occupa
della gestione del sistema di implementazione delle regole tecniche relative ai percorsi normativi ed ai criteri
interpretativi della norma ISO 3834.
Su indicazione del Prof. Valente, per
l’occasione assente giustificato, è stato ulteriormente segnalato, per i lavori
futuri della Commissione, di rivedere
la norma nazionale UNI 10825:2000
“Emissione nell’ambiente esterno di
gas e particelle generati dai processi
di saldatura e taglio termico degli
acciai e delle leghe di alluminio” sulla
base delle recenti normative europee.
Il Presidente, Ing. Scasso, in chiusura,
ha quindi ricordato ai presenti l’importante appuntamento della settima
edizione delle Giornate Nazionali di
Saldatura che si terranno a Genova
il 23 e 24 Maggio 2013 e ha porto ai
presenti gli auguri natalizi.
Geom. Sergio Giorgi
Segretario Commissione
Saldature dell’UNI
Aggiornamento periodico della formazione
per gli addetti antincendio
C
on il D. Lgs. 81/2008 è stato stabilito un generico obbligo di aggiornamento periodico della formazione
in tema di salute e sicurezza sul lavoro, leggasi l’Art. 37 comma 9 del
D. Lgs. 81/2008 modificato 106/2009.
Tuttavia come molti attenti lettori hanno avuto occasione di notare, non vi è
stata una qualsiasi indicazione dispositiva in merito alla periodicità con cui
deve essere effettuato l’aggiornamento dei Corsi A.I. (che si riportano al
“vecchio” D.M. 10 marzo 1998).
Esiste un solo documento di provenienza ufficiale, promanante dal Dipartimento dei Vigili del Fuoco (Circolare
Prot. 12653 del 23 Febbraio 2011, la
quale ha così disposto: “Com’è noto
il D. Lgs. 81/2008 ha previsto l’obbligatorietà dell’aggiornamento periodico per i Corsi in qualità di addetto
antincendio e gestione delle emergenze: poiché sempre più numerose sono
le richieste di attivazione dei medesimi
corsi, la scrivente Direzione, acquisito il parere della Direzione Centrale
Prevenzione e Sicurezza Tecnica per
quanto di competenza, trasmette in
allegato il programma, i contenuti e
la durata dei predetti Corsi distinti per
tipologia di rischio, al fine di un’uniforme applicazione dell’attività formativa sul territorio nazionale”.
La tabella dei programmi dei corsi, distingue i loro contenuti e le rispettive
durate, secondo la nota ripartizione:
a) rischio di incendio BASSO;
b) rischio di incendio MEDIO;
c) rischio di incendio ELEVATO,
indicando sommariamente i contenuti
e le rispettive durate.
Ora poiché è vero che esiste una disposizione generale nel Testo Unico
all’Art. 18, lett. b) e che essa affronta
analogicamente sia l’Art. 45 in tema
di “primo soccorso” (peraltro ben
disciplinato dal D.M. 15 Luglio 2003
n. 388, quanto a contenuti e durata,
e “dai successivi Decreti Ministeriali
di adeguamento su parere della Conferenza Stato-Regioni”), sia l’antincendio nel seguente Art. 46, il quale
ultimo mentre indubbiamente dispone
che si provveda alla materia con l’approccio di cui al comma 3 lett. b) in
argomento di “requisiti e formazione
del personale addetto, genericamente
riconducibile al D. Lgs. 8 Marzo 2006
n. 139 ”, per contro espressamente al
comma 4 dello stesso Articolo 46 T. U.
la norma chiaramente conferma “interinalmente” il riferimento ai principi
generali di sicurezza antincendio e per
la gestione delle emergenze nei luoghi
di lavoro di cui allo storico Decreto
Mininterno 10 marzo 1998.
Il che appare un vuoto normativo, poiché non sono stati emanati i “Decreti
di cui al Comma 3”, sempre dell’Art.
46 in esame, eppertanto la regola rimane quella stabilita ab origine nel
1998, senza pertanto indicazioni di
periodicità di aggiornamento.
Le disposizioni dell’ultima circolare
(23 Febbraio 2011) cui solitamente si
fa riferimento, ad avviso generalizzato
degli interpreti giuridici, non hanno
valenza di legge in tema di periodicità obbligatoria della formazione degli
addetti A.I. talchè fra le articolazioni
tecniche del 1998, e l’ambito di previsione generalizzata obbligatoria del
Testo Unico 2008, sarebbe mancato –
come par esatto il ritenere – proprio
lo strumento del “decreti ministeriali
applicativi”; in altri termini è previsto
il principio dell’ aggiornamento e ne è
espressa l’opportunità, ma non è disciplinata la periodicità.
Tale essendo la situazione dal punto di
vista formale non possiamo tuttavia,
come soggetti consapevoli e premurosi di pervenire alla più tranquilla gestione delle aziende con riguardo alle
emergenze, “approfittare” di una pur
palese omissione del normatore per affrancarci dall’obbligo di adeguamento
Rivista Italiana della Saldatura - n. 1 - Gennaio / Febbraio 2012 283
Salute, Sicurezza e Ambiente
e di aggiornamento.
Pare a questo proposito opportuno,
prudenziale, corretto e assolutamente
accettabile [a prescindere da adeguamenti imposti da nuove esperienze e
tecnologie, come da nuovi rischi, con
conseguenti adeguamenti da applicarsi senza dilazioni agli addetti già
abilitati, nel rispetto dei principi di
corrispondenza fra azioni di protezione e stato dei pericoli e delle soluzioni
intervenute nella prassi delle aziende]
accettare una indicazione che lo stesso
Testo Unico ha convalidato, vale a dire
gli intervalli previsti per l’aggiornamento alle tecniche e metodologie del
primo soccorso sanitario, vale a dire
il TRIENNIO, che trae ispirazione dal
D. Lgs. 388/03 per il P.S. aziendale.
Gli stessi Comandi dei Vigili del Fuoco
di varie Province e un serrato scambio
di opinioni fra gli addetti privati alla
materia, suggeriscono tale indicativa frequenza. Il che se sotto il profilo
giuridico è in verità un’interpolazione
alquanto “arbitraria”, perché non risalente ad uno specificato precetto di
legge, d’altro canto certamente soddisfa le esigenze di tutela e di sicurezza
(il che non è certamente vietato, anzi le
maggiori precauzioni e le più aggiornate buone pratiche sono incentivate
dallo stesso contesto del T.U. 81/2008,
segnatamente nell’Art. 43 del T.U.).
Si può concludere che - a prescindere
da disposizioni normative specifiche,
e sempre salva l’introduzione di nuovi metodi e tecnologie sopravvenuti
cui il Datore di lavoro ha il dovere
di adeguarsi – il triennio ipotizzato,
avrà certamente ricaduta benefica sulle competenze degli addetti, e in pari
tempo fornirà ai Datori argomento di
agevole dimostrazione di diligenza e
di sensibilizzazione, certamente commendevole.
Avv. TOMMASO LIMARDO
Consulente industriale
giuridico-tecnico
D. Lgs. 231/01… in “ flash over”
E
ra certamente prevedibile, se non
previsto, che gli anni decorsi dalla
entrata in vigore della normativa sanzionatoria per le imprese da perseguirsi “in via amministrativa” in accompagnamento alle sanzioni penali
ed alle responsabilità civili, irrogabile
alle imprese ed agli enti, dovesse ulteriormente sviluppare la ricaduta
di tale disciplina pesantemente sulle
aziende. E così è stato: si ricorre
all’espressione tecnica “flash over”
mutuata dal servizio antincendio per
analogicamente significare, dopo tempi di cova e di lento progredire dalla
ignizione, quel momento di esplosione
di luce e calore rappresentato dall’ incendio generalizzato finale.
Il regime sanzionatorio, dapprima
limitato a poche figure di “reati-presupposto” enunciati nel testo edittale
iniziale, applicabile soltanto alle mag-
284 Riv. Ital. Saldatura - n. 1 - Gennaio / Febbraio 2012
giori realtà aziendali, si è progressivamente esteso a molte e significative
situazioni, nelle quali il plesso normativo di riferimento, limitato dapprima
a non molti reati dolosi, si è addirittura portato alla considerazione di
reati presupposto di natura colposa,
inserendosi prepotentemente nella materia di salvaguardia della salute e sicurezza in azienda e, da ultimo, anche
nella tutela ambientale.
In pari tempo l’applicabilità del
sistema si è rivolto a imprese sempre
più modeste dal punto di vista industriale ed economico, per pervenire
addirittura alle ultime pronunce
giurisdizionali che considerano applicabile il sistema “231” anche alle
imprese individuali e ad aziende a partecipazione pubblica.
Tuttavia, a prescindere dai pochi casi
in cui la dilatazione soggettiva, cioè
delle aziende anche di minori dimensioni, è stata frutto di interpretazione
giurisprudenziale - si citano le pronunce di coinvolgimento per studi
professionali, per Onlus, per società
capogruppo per reati di una società
controllata, per imprese individuali - è
indubbio ed onesto non gettare la col-
pa della propagazione della sanzionabilità unicamente sulle spalle togate
dei nostri tribunali, in quanto l’estensione
a comportamenti ritenuti reati-presupposto è frutto di produzione legislativa,
addirittura, come per l’ambiente, di
provenienza comunitaria.
Se questa diffusione infestante di responsabilità ex D. Lgs. 231/01, o epidemia,
come piaccia considerarla, è attuale e
reale, quali sono le possibile difese,
cioè gli antidoti? Nessuno da costituire al momento dell’accertamento o
dell’accusa, quanto piuttosto la preparazione a monte di anticorpi, in funzione di vaccinazione preventiva, cioè
la redazione e la adozione di modelli
di gestione, utili e conformi, attraverso la loro puntuale corrispondenza, a
creare quella barriera “esimente” che
valga a neutralizzare le conseguenze.
Ecco perché è un ottimo investimento
per aziende grandi e piccole dedicare
la propria attenzione alla previsione
e applicazione di modelli di gestione,
con il contorno degli altri previsti accorgimenti e funzioni.
Avv. TOMMASO LIMARDO
Consulente industriale
giuridico-tecnico
)LHUD,QWHUQD]LRQDOH7HFQRORJLFDGHOOD/DYRUD]LRQHGHOOD/DPLHUD
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&RQWUROORUHJROD]LRQHPLVXUD]LRQHSURYHy&RQWUROORTXDOLWjy,PSLDQWLGLIDEEULFDHPDJD]]LQR
6LVWHPL&$'&$0y3URWH]LRQHDPELHQWDOHULFLFODJJLRy5LFHUFDHVYLOXSSR
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Saldatura a punti di componenti
in alluminio. Georg Fischer impiega
con successo l’innovativo processo
di saldatura a punti a resistenza
Il fornitore automobilistico Georg
Fischer Automotive impiega una versione alternativa del processo di saldatura a punti a resistenza.
Diversamente dalla saldatura a punti
convenzionale, il processo DeltaSpot
elimina gli ostacoli che finora hanno
intralciato la produttività elevata della
saldatura dell’alluminio. Gli esperti
di Georg Fischer hanno sviluppato la
soluzione per i telai delle porte della
nuova Porsche Panamera insieme a
Fronius, partner per i sistemi di saldatura. Secondo Wolfgang Hintsteiner,
l’ingegnere responsabile del progetto
presso Georg Fischer, l’impianto si è
dimostrato affidabile ed economicamente conveniente. La caratteristica
determinante del processo DeltaSpot
consiste nelle guide a ricircolo continue, che impediscono il contatto
diretto tra elettrodo e pezzo da lavorare, trasmettendolo invece in modo
indiretto. Questo consente di ridurre
drasticamente l’usura dell’elettrodo,
permettendo di regolare ed ottimizzare l’apporto di calore nel punto di
saldatura. Sia i telai di circa 3 mm
di spessore sia la lamiera di rinforzo
delle porte del veicolo spessa 2 mm,
da saldarvi sopra, sono costituiti da
alluminio leggero. Gli esperti hanno
percorso nuove strade per risolvere
questo problema. Innanzitutto hanno
esaminato l’idoneità tecnica alla produzione e la redditività di vari processi di giunzione: la saldatura a punti a
resistenza convenzionale, la saldatura
FSW, la clinciatura, la chiodatura e
perfino un processo di incollaggio.
“A questi si è aggiunto il processo
DeltaSpot, indicato dal team di ricercatori di Fronius come particolarmente adatto alla saldatura dell’alluminio”, racconta Wolfgang Hintsteiner.
Al momento di scegliere, DeltaSpot si
è dimostrato il processo di giunzione
ideale: i componenti saldati costituiti
da pressofusione e lamiere di alluminio rivestite hanno superato i test di
qualità. A differenza della saldatura a
punti a resistenza tradizionale, i giunti
saldati a punti tra la porta e il rispet-
tivo telaio risultano pressoché privi di
spruzzi, il che significa che non viene
pregiudicata la tenuta principale di
questi punti sensibili.
La distorsione del pezzo da lavorare determinata dal calore è estremamente limitata e può essere corretta,
se necessario. Il processo DeltaSpot
garantisce inoltre l’elevata precisione
delle dimensioni richiesta sulla flangia
esterna. La clinciatura e la chiodatura non hanno soddisfatto questi requisiti, causando inoltre intollerabili
danni alle superfici dovuti alle forze
meccaniche che influiscono sulla deformazione. I giunti incollati non sono
in grado di sostenere carichi durante
l’indurimento e il collante, che produce impurità sulle superfici, intralcerebbe i processi di giunzione eseguiti
successivamente o in parallelo. Wolfgang Hintsteiner riassume così: “Grazie alla guida a ricircolo otteniamo
punti uniformi esattamente riproducibili. Saldiamo una delle porte in circa
100 secondi e non dobbiamo sottoporre la superficie a successivi lavori di
rifinitura. DeltaSpot è la prima scelta
per applicazioni come le nostre, che
prevedono pezzi fusi saldabili, superfici definite, rivestimento anticorrosione
e accessibilità adeguata”.
FRONIUS International GmbH
Welding Technology
Froniusplatz 1 A-4600 Wels Austria
E-Mail: [email protected]
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Rivista Italiana della Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2012 287
Dalle Aziende
TRAFIMET DISTRIBUTION
Trafimet Distribution nasce nel 2012,
come divisione di Trafimet Group
dedicata al mercato della Distribuzione Industriale. La nuova divisione
si presenta con una gamma di prodotti
completa, caratterizzata dai migliori
marchi presenti nel mercato: Sacit,
Ferro e ovviamente Trafimet, accessori
per la saldatura e per la protezione
individuale specifica per il mondo della saldatura in genere, serie completa
di torce e ricambi TIG, MIG e PLASMA, Pinze e Morsetti Massa, il tutto
rappresentato all’interno del Nuovo
Catalogo TRAFIMET DISTRIBUTION
2012/2013. TRAFIMET DISTRIBUTION
nasce con la volontà di mettere a
servizio dei Rivenditori, Ferramenta
e Utensilerie Specializzate nel settore
saldatura, uno staff di oltre 50 collaboratori esperti e dinamici.
Grazie alla capienza e all’efficienza del magazzino dell’azienda, dove
al proprio interno vengono stoccate
mediamente 40.000 referenze, garantisce l’assortimento continuo e la disponibilità a stock di tutti i prodotti: è in
grado di evadere più di 200 ordini al
giorno spedendo in qualsiasi parte del
mondo in tempi rapidissimi.
TRAFIMET DISTRIBUTION ha
dedicato una serie di prodotti per la
saldatura ricambi per le torce Mig/
Mag, TIG e Plasma più comunemente
presenti nel mercato, confezionati in
comodi e pratici blister provvisti di
codice a barre e forniti con apposito
espositore per linea di prodotto, ideali
per la vendita a libero servizio.
Gli espositori verranno forniti con
Grafiche attraenti e dotati di vano
scorta per il ricambio degli articoli in
esaurimento.
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ESAB taglia i costi della saldatura
ad arco sommerso con la nuova
tecnologia ICE™
La tecnologia ICE™ (brevetto ESAB)
è contemporaneamente semplice e
geniale. ICE™ utilizza il calore eccedente generato dal procedimento di
saldatura per fondere un filo supplementare non alimentato, denominato
Integrated Cold Electrode.
Questo fornisce un significativo vantaggio produttivo senza aumentare
l’apporto termico.
Aumento del tasso di deposito fino
al 50%
La saldatura ad arco sommerso è già
il procedimento più produttivo ma,
come ogni altro processo di saldatura,
la necessità di contenere l’apporto di
calore limita la produttività.
Invece di utilizzare più energia, ICE™
utilizza il calore eccedente (e inutilizzato) per fondere una maggiore
quantità di filo. Questo incrementa la
produttività fino al 50%, in funzione
delle applicazioni.
High Deposition Root™
La tecnologia ICE™ consente l’utilizzo della saldatura tandem per la
passata di fondo, con migliore penetrazione e maggiore produttività, eliminando la necessità delle operazioni
di scriccatura dopo la prima passata.
High Deposition Root può incrementare la produttività fino al 100% per
la passata di fondo, in funzione delle
applicazioni.
Maggiore velocità di saldatura
Il più elevato tasso di deposito può
anche essere utilizzato per aumentare
la velocità di saldatura.
Questo può migliorare in modo significativo la produttività nelle applicazioni dove la velocità di saldatura è
maggiormente influente per massimizzare la produttività.
288 Rivista Italiana della Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2012
Riduzione dei consumi di energia
La saldatura è una tecnica ad elevato
consumo di energia.
Il procedimento ICE™ consente un
aumento del tasso di deposito fino al
50% senza un incremento dei consumi.
E’ un significativo vantaggio per la
salvaguardia dell’ambiente e per la
riduzione dei costi.
Innovative Flat Cap Control™
Il dosaggio accurato dell’entità di
“filo freddo” nell’ultima passata consente di ottenere una perfetta finitura del cordone di saldatura. Oltre a
migliorare le caratteristiche meccaniche, questa funzione consente di
ridurre le operazioni post-saldatura.
Un altro passo avanti per la produttività.
Riduzione del consumo di flusso
Il significativo incremento di produttività fornito da ICE™ consente in
molte applicazioni di completare la
saldatura con un minor numero di
passate. In questo modo si ottiene
un risparmio del consumo di flusso
fino al 20%, saldando con un tasso di
deposito superiore del 50%.
ESAB Saldatura SpA
Via Novara 57/59,
20010 Bareggio – MI
Tel. 02 97968.1
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Thermal Arc 201TS: Sistema per
saldatura TIG in corrente continua
a inverter, doppia tensione e innesco ad alta frequenza.
Thermadyne ha il piacere di annunciare il lancio del nuovo sistema
Thermal Arc 201TS, sistema per sal-
Dalle Aziende
datura TIG a inverter, doppia tensione 110/230 V e innesco ad alta
frequenza. Questo sistema compatto
e portatile da 200 A (160 A a 110 V)
è progettato per saldatura TIG con
innesco ad alta frequenza, TIG Lift
Arc e Stick, ed è fornito completo in
valigetta da trasporto con torcia TIG,
portaelettrodo, kit iniziale di consumabili e dotazioni di cavi.
Il sistema 201TS è dotato di connettori da 50 mm per carichi elevati,
funzione ottimizzata di hot start e arc
force regolabile dall’operatore, valvola gas incorporata, controllo 2T/4T
del pulsante di attivazione della torcia TIG, temporizzatore della rampa
di discesa e una torcia TIG serie
26 completa di controllo corrente a
distanza.
Il dispositivo incorporato di correzione del fattore di potenza consente
una più alta corrente di saldatura con
un ridotto assorbimento di potenza e
il dispositivo SmartLinkTM riconosce
automaticamente l’alimentazione a
230 e 110 V.
Questo sistema offre una garanzia di
due anni e un prezzo competitivo, ciò
che ne fa il sistema monofase ideale
per le applicazioni di saldatura Stick
e TIG in corrente continua.
Thermal Arc 161S: Sistema per
saldatura MMA a inverter e
doppia tensione
Thermadyne ha il piacere di annunciare il lancio del nuovo sistema Thermal Arc 161S, sistema per saldatura
MMA a inverter e doppia tensione.
Sulla base della popolarità delle saldatrici a inverter 175SE e 175TE,
Thermal Arc offre un sistema con
caratteristiche di funzionamento avanzate e alimentazione multitensione con
la capacità di riconoscimento automatico dell’alimentazione monofase a
110 o 230 V.
La saldatrice portatile in corrente
continua Thermal Arc 161S è progettata per impieghi base di saldatura
MMA e Lift TIG in corrente continua.
È in grado di erogare una corrente
di saldatura di 160 A se alimentata a
230 V, ed è capace di eccellenti prestazioni anche in cantiere erogando
una corrente di 125 A se alimentata
a 110 V. Il dispositivo SmartLinkTM
mette in grado la saldatrice di ricono-
SEMAT EQUIPMENT S.r.l.
scere automaticamente la tensione di
alimentazione e il dispositivo incorporato di correzione del fattore di potenza consente una più alta corrente di
saldatura con un ridotto assorbimento
di potenza.
Questa saldatrice è dotata delle funzioni ottimizzate di hot start e di
arc-force incorporate nel generatore,
offrendo così straordinarie caratteristiche di innesco e di controllo dell’arco nella saldatura Stick, ciò che può
anche evitare l’incollamento di alcuni
tipi di elettrodo.
Il sistema 161S è fornito in una comoda valigetta da trasporto con pinza
portaelettrodo e morsetto di massa,
ed è coperto da garanzia di due anni.
THERMADYNE ITALIA Srl
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20098 San Giuliano Milanese MI
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La Semat Equipment S.r.l. presenta un
nuovo strumento ad ultrasuoni l’ ISONIC UtPod prodotto dalla Sonotron
NDT. E’ uno strumento multifunzionale ultra portatile con touch screen
per il controllo ad ultrasuoni (UT).
Offre prestazioni al top della categoria
come Ricerca Difetti, Misuratore di
Spessore con visualizzazione A-Scan,
Misuratore Corrosione ed è dotato di
DataLogger. È completamente controllabile via USB. L’ISONIC UTPOD è
caratterizzato dalla sua miniaturizzazione e dal suo peso ridotto (400 gr.
con le batterie). Le sue prestazioni
nella ricerca difetti sono assicurate da
caratteristiche tecniche al top quali:
pulsatore onda quadra bipolare con
regolazione durata e ampiezza (fino a
300Vpp) dell’impulso migliorando la
capacità di penetrazione su materiali
con differente struttura, e attenuazione, Gain analogico da 100dB, banda
passate da 0.2 a 25 Mhz e frequenza
di campionamento a 100 Mhz. Inoltre include 32 livelli di regolazione
del filtro digitale con possibilità di
impostare le frequenze alte e basse.
L’ISONIC UTPOD offre A-Scan senza
limiti di campo per la visualizzazione
in frequenze radio (RF); fino a 2 kHz
nella frequenza di ripetizione dell’impulso (PRF); DAC multi-curva; TCG;
due soglie indipendenti; metodo di
valutazione con funzioni trigonometriche con correzione spessore e curvatura; display ad alta risoluzione LCD
Rivista Italiana della Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2012 289
Dalle Aziende
matrice attiva a colori da 81,3 millimetri (3,2 pollici); con controller integrato Picaso-GFX2; allarme acustico
integrato e LEd virtuale sullo schermo; batterie integrate lunga durata
agli ioni di litio.
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Impossibile trovare soluzione più
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testa di saldatura orbitale
HX 16 per scambiatori di calore
per refrigerazione è modello unico
sul mercato. Orbitwin riduce i tempi di attrezzaggio
La denominazione HX 16 della nuova
testa di saldatura orbitale della Orbitalum Tools GmbH di Singen è già
un programma: HX significa Heat
Exchanger (scambiatore di calore)
ed indica la saldatura di curve a 180°
premontate su fasci tubieri di air cooler. Per questa applicazione non esiste
attualmente al mondo una soluzione
altrettanto efficiente. Tradizionalmente i tubi degli scambiatori di calore
per refrigerazione venivano realizzati in rame con brasatura delle curve
necessarie. L’alto prezzo del rame ha
indotto i costruttori a passare alla
produzione con acciaio inox (1.4401,
DIN XCrNiMo 17-12-2, norma AISI
316). L’acciaio inox può essere impiegato in modo economico, affidabile e
qualitativamente elevato solo con il
procedimento di saldatura ad arco con
elettrodo di tungsteno sotto protezione
di gas inerte (saldatura TIG) abbinato
alla saldatura orbitale. Tutte le teste di
saldatura orbitale aperte o le pinze di
saldatura orbitale chiuse normalmente reperibili sul mercato richiedono
molto spazio per il loro posizionamento tra i singoli tubi, questo ridurrebbe il rendimento dello scambiatore di
calore aumentandone le dimensioni.
Grazie al suo ingombro massimo di
soli 60 millimetri, per la HX 16 Orbitalum è sufficiente una distanza tra i
tubi di 24 millimetri per il posizionamento e fissaggio. Questa distanza minima nel frattempo è diventata “standard industriale” - i progettisti di tutti
i più rinomati costruttori di sistemi di
climatizzazione in Germania, Italia,
Francia ed India dimensionano gli
impianti adottando questo parametro:
tubi di acciaio con diametro esterno di
15 - 16 millimetri (spessore della parete 0,5 - 1 millimetri massimo). Solo la
lunghezza delle curve varia a seconda
del progetto specifico, ragione per cui
Orbitalum offre la testa di saldatura
in tre lunghezze diverse. La HX 16 è
nettamente superiore per economicità
ed efficienza rispetto alle altre teste di
saldatura in commercio: prima di eseguire la giunzione si possono inserire
nella piastra tutti i tubi con estremità
aperte ed applicarvi curve che possono essere saldate in un ordine qualsiasi. Per le pinze orbitali convenzionali
bisogna invece posizionare e saldare
una curva alla volta, iniziando sempre
dal centro della base tubiera e procedendo verso l’esterno. Se il controllo
della qualità successivo rileva anche
una sola saldatura eseguita scorrettamente, nel caso peggiore (difetto al
centro del fascio), a causa dell’accessibilità è necessario tagliare tutte le
curve e saldarne di nuove. Con la testa
HX si può intervenire solo sulla curva
interessata. Questo vantaggio, derivante dal tipo di progettazione originario, rende quindi il sistema Orbitalum lo strumento adatto per eseguire
290 Rivista Italiana della Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2012
la riparazione a prezzi competitivi.
La testa pesa solo 1,5 chilogrammi:
contrariamente alle pinze aperte con
il loro pacco di tubi flessibili di difficile maneggevolezza, nella HX tutti gli
attacchi per l’alimentazione elettrica, il gas e l’acqua di raffreddamento sono fissi. Tutti i generatori elettrici
Orbitalum per la saldatura orbitale
riconoscono automaticamente le caratteristiche della testa collegata, per cui
all’operatore è sufficiente richiamare
solo il programma assegnato ed avviare il processo di giunzione. Per aumentare la produttività, l’operatore può
lavorare anche alternando due teste
HX su una macchina, riducendo nettamente i tempi di allestimento ed i tempi
morti. A tal fine è necessario connettere al generatore l’Orbitwin (l’unità
di commutazione): premendo il tasto
di attivazione della testa di saldatura
utilizzata si richiama automaticamente dalla memoria il programma precedentemente assegnato. La testa di saldatura non utilizzata resta nel frattempo
disattivata e può essere già posizionata
per la saldatura successiva.
ORBITALUM TOOLS GmbH
Josef-Schuettler-Str. 17
78224 Singen, Germany
www.orbitalum.com
Notiziario
Letteratura tecnica
Il rapporto di lavoro all’estero e
la normativa prevenzionistica da
applicare
Daniele Campo,Versione Web: versione
on line (Solo per sistemi Windows),
Roma 2011, ISBN: 90073,
€ 10,00 + IVA 21%
La dimensione internazionale dei rapporti di lavoro importa dubbi e perplessità in merito alla normativa prevenzionistica da applicare.
I moderni “Business Model”, caratterizzati dalla globalizzazione e dalla sopranazionalità dei mercati, ha esaltato
l’interesse imprenditoriale ad operare
al di fuori dei confini nazionali.
La dimensione internazionale dei rapporti di lavoro importa l’incertezza in
merito alla normativa prevenzionistica
da applicare, in quanto la situazione determina un conflitto di leggi nello spazio.
Il presente lavoro intende dare una risposta alla domanda relativa alla disciplina prevenzionistica applicabile da
parte del datore di lavoro italiano che
impiega lavoratori all’estero.
In particolare, nel corso della trattazione, individuata la possibile casistica (assunzione per l’estero, trasferta,
trasferimento e distacco del lavoratore all’estero) ed elencata la normativa applicabile (Legge n. 218/1995 di
riforma del diritto internazionale privato italiano e Convenzione di Roma
del 1980), si tenterà di individuare la
normativa prevenzionistica applicabile, nelle varie ipotesi estremamente
sfaccettate e problematicamente dense
di questioni ancora aperte.
tecnologica specializzate nella realizzazione di grandi infrastrutture, le società multinazionali, i gruppi di imprese che operano all’esterno.
EPC Srl. Via dell’Acqua Traversa,
187/18900135 Roma
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Corrosion of magnesium alloys
Song G.L., Cambridge (Inghilterra), 2011
234x156 mm, 656 pagine,
ISBN-13:978 1 84569 708 2, € 190.00
Unico punto fermo pare essere quello
secondo cui, a prescindere dalla normativa applicabile, non possono, comunque, essere pregiudicati i diritti
fondamentali dei lavoratori e gli standard minimi di tutela riconosciuti dalle
fonti internazionali.
Il presente lavoro è dedicato a tutti gli
operatori economici, sia della grande
che della piccola impresa, che hanno
realizzato o intendano realizzare un
trasferimento, totale o parziale, all’estero del proprio ciclo produttivo.
Prime fra tutte, le imprese del settore
energetico, quelle ad elevata capacità
L’impiego di leghe di magnesio è in
aumento in una vasta gamma di applicazioni industriali, e la loro popolarità
cresce dove sono necessari materiali
leggeri. Questo libro fornisce un ampio resoconto sulla corrosione delle leghe di magnesio. Il testo riguarda non
solo le caratteristiche ed i meccanismi
di corrosione delle leghe di magnesio
Rivista Italiana della Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2012 291
Notiziario
in ambienti tradizionali, come le soluzioni di cloruro di sodio, ma esamina
anche il loro comportamento in particolari condizioni di servizio, quali ad
esempio i sistemi di refrigerazione dei
motori.
La prima parte comprende i principi fondamentali, come la corrosione
elettrochimica ed il comportamento
alla passivazione del magnesio e delle
sue leghe. La seconda parte presenta il
comportamento metallurgico in relazione ai fenomeni corrosivi; descrive il
ruolo di elementi di lega, quali le terre
rare, sulle trasformazioni microstrutturali ed in particolare illustra la corrosione di leghe di magnesio innovative.
La terza parte descrive gli effetti delle condizioni ambientali e di servizio,
evidenzia il comportamento alla corrosione atmosferica, la criccabilità da
tensocorrosione, la corrosione per fatica, la corrosione dovuta al “creep” e la
corrosione galvanica. Infine la quarta
parte è completamente dedicata ai metodi ed alle tecniche di protezione.
Questo volume è una risorsa inestimabile per metallurgisti, progettisti e per
tutti coloro che utilizzano il magnesio
e le sue leghe, così come i professionisti nel settore aerospaziale e dell’industria automobilistica.
Woodhead Publishing Limited, Abington Hall, Abington, Cambridge, CB21
6AH (Inghilterra)
Fax: +44 (0)1223 893 694
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Boiler & Pressure Vessel Code, EN
13445 ecc.) propongono per componenti di geometria elementare (fasciami cilindrici o sferici, fondi emisferici,
ellittici o torosferici).
È spesso necessario, tuttavia, affrontare problematiche di maggiore complessità: in molti casi, ad esempio, occorre considerare, oltre alla pressione
esterna, gli effetti di azioni meccaniche
supplementari (come il peso proprio
dei componenti e/o il peso del fluido
contenuto nell’apparecchio), o esaminare configurazioni geometriche meno
comuni. In queste circostanze un’utile opzione è rappresentata dall’analisi
strutturale numerica.
In questa seconda edizione l’autore
segue un filo conduttore analogo: affronta, infatti, una approfondita descrizione analitica del fenomeno dell’instabilità dell’equilibrio per i componenti elementari che costituiscono le
attrezzature in pressione, corredando
la trattazione con una dettagliata ed
interessante esposizione di prove sperimentali.
Vengono quindi esaminate, nella seconda parte del testo, le procedure di
calcolo numerico rese disponibili dai
software più recenti, definendone la
formulazione teorica e proponendo
applicazioni pratiche, con particolare
riferimento all’ambito navale (realizzazione di scafi per sottomarini).
Il testo rappresenta di conseguenza un
prezioso riferimento per chi si proponga di validare le proprie procedure di
Pressure vessels: External pressure
technology (Second Edition)
Ross C.T.F., Cambridge (Inghilterra), 2011
234x156 mm, 488 pagine, ISBN-13: 978 0
85709 248 9, € 180.00
Nell’ambito della progettazione di attrezzature in pressione i fenomeni di
instabilità dell’equilibrio (“buckling”)
vengono di norma presi in esame, ove
necessario, mediante l’adozione di
procedure “by formula”, che i principali standard di riferimento (ASME
292 Rivista Italiana della Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2012
calcolo, in un ambito in cui la verifica
analitica dei risultati ottenuti dall’analisi numerica non è sempre agevole,
rendendo disponibili risultati teorici
e sperimentali ottenuti su un’ampia
gamma di configurazioni geometriche
e materiali.
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Fax: +44 (0)1223 893 694
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Codici e norme
Norme nazionali
Italia
UNI EN 287-1 - Prove di qualificazione dei saldatori - Saldatura per
fusione - Parte 1: Acciai (2012).
UNI EN 1090-1 - Esecuzione di strutture di acciaio e di alluminio - Parte 1:
Requisiti per la valutazione di conformità dei componenti strutturali (2012).
UNI EN 1371-1 - Fonderia - Controllo
con liquidi penetranti - Parte 1: Getti
colati in sabbia, colati in conchiglia per gravità ed a bassa pressione
(2012).
UNI EN 1563 - Fonderia - Getti di
ghisa a grafite sferoidale (2012).
UNI EN 1598 - Salute e sicurezza in
saldatura e tecniche connesse - Tende,
strisce e schermi trasparenti per procedimenti di saldatura ad arco (2012).
UNI EN ISO 3581 - Materiali
d’apporto per saldatura - Elettrodi
rivestiti per la saldatura manuale ad
arco di acciai inossidabili e resistenti
ad alta temperatura - Classificazione
(2012).
UNI EN ISO 5173 - Prove distruttive
sulle saldature di materiali metallici Prove di piegamento (2012).
Notiziario
UNI EN ISO 6947 - Saldatura e
tecniche affini - Posizioni di saldatura (2012).
UNI EN ISO 9223 - Corrosione dei
metalli e loro leghe - Corrosività di
atmosfere - Classificazione, determinazione e valutazione (2012).
UNI EN 13835 - Fonderia - Ghise
austenitiche (2012).
UNI EN ISO 14174 - Materiali
d’apporto per saldatura - Flussi per
saldatura ad arco sommerso e ad
elettroscoria - Classificazione (2012).
UNI EN ISO 9224 - Corrosione dei
metalli e loro leghe - Corrosività
di atmosfere - Valori guida per le
classi di corrosività (2012).
UNI EN ISO 14271 - Saldatura a
resistenza - Prove di durezza Vickers
su saldature a resistenza a punti, a
rilievi e a rulli (prova a carico ridotto e
microdurezza) (2012).
UNI EN ISO 9225 - Corrosione dei
metalli e loro leghe - Corrosività
di atmosfere - Misurazione dei
parametri ambientali che influenzano la corrosività di atmosfere
(2012).
UNI EN ISO 14372 - Materiali di
apporto per saldatura - Determinazione
della resistenza all’umidità degli
elettrodi rivestiti utilizzati nella saldatura manuale ad arco mediante misurazione dell’idrogeno diffusibile (2012).
UNI EN ISO 9226 - Corrosione dei
metalli e loro leghe - Corrosività di
atmosfere - Determinazione della
velocità di corrosione di provini
normalizzati per la valutazione della
corrosività (2012).
UNI EN ISO 15011-5 - Salute e
sicurezza nella saldatura e nelle tecniche affini - Metodo di laboratorio
per il campionamento di fumi e gas Parte 5: Identificazione mediante pirolisi, gascromatografia, spettrometria
di massa dei prodotti di degradazione
termica generati a seguito di saldatura
o taglio di prodotti totalmente o parzialmente costituiti da materiali organici
(2012).
UNI 10521 - Saldatura di materie
plastiche - Saldatura per elettrofusione - Saldatura di tubi e/o raccordi
in polietilene per il trasporto di gas
combustibili, di acqua e di altri fluidi in pressione (2012).
UNI EN ISO 10863 - Prove non distruttive delle saldature - Controllo
mediante ultrasuoni - Tecnica
della diffrazione del tempo di volo
(TOFD) (2012).
UNI EN ISO 10882-1 - Salute e
sicurezza in saldatura e nelle tecniche connesse - Campionamento
delle particelle in sospensione e
dei gas nella zona respiratoria del
saldatore - Parte 1: Campionamento
delle particelle aerodisperse (2012).
UNI EN 12680-3 - Fonderia Controllo mediante ultrasuoni Parte 3: Getti di ghisa a grafite
sferoidale (2012).
UNI EN ISO 13706 - Industrie del
petrolio, petrolchimiche e del gas
naturale - Scambiatori di calore raffreddati ad aria (2012).
UNI EN ISO 17654 - Saldatura a
resistenza - Prove distruttive sulle saldature - Prova di pressione su saldature a resistenza a rulli (2012).
UNI EN ISO 19906 - Industrie del
petrolio e del gas naturale - Strutture
artiche offshore (2012).
UNI EN ISO 25239-1 - Saldatura
friction stir - Alluminio - Parte 1:
Vocabolario (2012).
UNI EN ISO 25239-2 - Saldatura
Friction Stir - Alluminio - Parte 2:
Progettazione dei giunti saldati (2012).
UNI EN ISO 25239-3 - Saldatura
friction stir - Alluminio - Parte 3:
Qualificazione degli operatori di saldatura (2012).
UNI EN ISO 25239-4 - Saldatura
friction stir - Alluminio - Parte 4:
Specificazione e qualificazione delle
procedure di saldatura (2012).
UNI EN ISO 25239-5 - Saldatura friction stir - Alluminio - Parte 5: Requisiti
di qualità e di ispezione (2012).
Norme americane
USA
UNI EN ISO 15609-5 - Specificazione
e qualificazione delle procedure di
saldatura per materiali metallici Specificazione della procedura di saldatura - Parte 5: Saldatura a resistenza
(2012).
UNI EN ISO 15792-1 - Materiali di
apporto per saldatura - Metodi di prova
- Parte 1: Saggi di prova per la realizzazione di provette di tutto metallo di
apporto di saldature di acciaio, nichel
e leghe di nichel (2012).
UNI EN 16124 - Fonderia - Getti
di ghisa ferritica a grafite sferoidale
debolmente legata per applicazioni a
elevate temperature (2012).
UNI EN ISO 15792-3 - Materiali
di apporto per saldatura - Metodi di
prova - Parte 3: Prova per la classificazione dell’attitudine alla saldatura
in posizione e della penetrazione al
vertice dei materiali di apporto per le
saldature d’angolo (2012).
ASTM A510/A510M - Standard specification for general requirements for
wire rods and coarse round wire, carbon steel, and alloy steel (2011).
ASTM A781/A781M - Standard specification for castings, steel and alloy,
common requirements, for general
industrial use (2012).
ASTM A1003/A1003M - Standard
specification for steel sheet, carbon,
metallic- and nonmetallic-coated for
cold-formed framing members (2012).
MSS SP 55 - Quality standard for
steel castings for valves, flanges, fittings, and other piping components
- Visual method for evaluation of surface irregularities (2012).
AWS A5.22/A5.22M - Specification
for stainless steel flux cored and metal
cored welding electrodes and rods
(2012).
Rivista Italiana della Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2012 293
Notiziario
AWS A5.23/A5.23M - Specification
for low-alloy steel electrodes and fluxes for submerged arc welding (2012).
MSS SP-142 - Excess flow valves for
fuel gas service, NPS 1½ through 12
(2012).
AWS A5.36/A5.36M - Specification
for carbon and low-alloy steel flux
cored electrodes for flux cored arc
welding and metal cored electrodes for
gas metal arc welding (2012).
NACE TM0284 - Evaluation of pipeline and pressure vessel - Steels for
resistance to hydrogen-induced cracking (2012).
EN ISO 3581 - Welding consumables
- Covered electrodes for manual metal
arc welding of stainless and heatresisting steels - Classification (2012).
Norme internazionali
ISO
AWS G2.5/G2.5M - Guide for the
fusion welding of zirconium and zirconium alloys (2012).
Norme europee
EN
ISO 15177 - Hot-rolled twin-roll cast
carbon steel sheet of commercial quality (2012).
MSS SP-140 - Quality Standard practice for preparation of valves and fittings for silicone-free (2012).
EN 764-2 - Pressure equipment Part 2: Quantities, symbols and units
(2012).
ISO 15179 - Hot-rolled twin-roll cast
steel sheet of structural quality and
high strength steel (2012).
.
Istituto Italiano della Saldatura Divisione Formazione
Lungobisagno Istria 15 16141 Genova
www.formazionesaldatura.it
[email protected]
Corsi IIS
.
Luogo
Data
Titolo
Messina
04-07/06/2012
Corso Saldatura di tubi e raccordi PE per il convogliamento di gas,
acqua ed altri fluidi
--
Genova
04-08/06/2012
Corso per International Welding Inspectors (IWI) - Modulo di
Tecnologia della Saldatura
--
Univesità degli
Studi di Genova,
DIPTEM
04-08/06/2012
Corso teorico-pratico per operatori - European Adhesive Bonder
--
Genova GE
04-08/06/2012
02-06/07/2012
Genova o c/o
aziende richiedenti
05-08/06/2012
Genova o c/o
aziende richiedenti
07-08/06/2012
Corso sull’esecuzione e l’interpretazione di esami metallografici Livello Comprehensive
Corso per la certificazione in accordo alle Specifiche ESA /ECSS Operatore e/o Ispettore (CAT. 2) in accordo alla Specifica
ECSS-Q-ST-70-28
Corso per la ricertificazione in accordo alle Specifiche ESA /ECSS Operatore (CAT. 3) e/o Ispettore (CAT. 2) in accordo alla Specifica
ECSS-Q-ST-70-28
Genova
11-14/06/2012
Corso Saldatura di tubi e raccordi PE per il convogliamento di gas,
acqua ed altri fluidi
--
Genova
11-15/06/2012
Corso per International Welding Engineer (IWE) - Parte III Metallurgia e saldabilità
--
Genova
11-15/06/2012
Corso per International Welding Technologist (IWT) - Parte III Metallurgia e saldabilità
--
Legnano
11-15/06/2012
Corso per la certificazione secondo Standard IPC-A-610 Certified IPC Trainer (CIT)
36
294 Rivista Italiana della Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2012
Ore
40
32
16
Notiziario
Luogo
Data
Titolo
Ore
Mogliano Veneto
18-21/06/2012
Corso Saldatura di tubi e raccordi PE per il convogliamento di gas,
acqua ed altri fluidi
--
Genova
18-22/06/2012
Corso di Specializzazione in saldatura
--
Genova
18-22/06/2012
Corso per la certificazione secondo Standard IPC-7711 / 7721
36
Legnano
19-20/06/2012
Corso per la ricertificazione secondo Standard IPC-A-610 Certified IPC Trainer (CIT)
16
Mogliano Veneto
25-27/06/2012
Corso sull’applicazione del D.M. 14 Gennaio 2008 - Corso Base
--
Roma
25-28/06/2012
Corso Saldatura di tubi e raccordi PE per il convogliamento di gas,
acqua ed altri fluidi
--
Genova
25-29/06/2012
Corso per European Laser Welding Expert / European Laser Cutting
Expert - Modulo Base
20
Genova
26-27/06/2012
Corso per la ricertificazione secondo Standard IPC-7711 / 7721
16
Mogliano Veneto
27-29/06/2012
Corso sull’applicazione del D.M. 14 Gennaio 2008 - Seminario EWF
652-11 per Coordinatori di Saldatura
20
Mogliano Veneto
27-29/06/2012
Gestione del processo di fabbricazione mediante saldatura (EN ISO
3834)
20
Legnano
02-05/07/2012
Corso Saldatura di tubi e raccordi PE per il convogliamento di gas,
acqua ed altri fluidi
--
Genova
02-06/07/2012
Corso per International Welding Inspectors (IWI) - Modulo di
Tecnologia della Saldatura
--
Taranto
02-06/07/2012
Corso Celere in Saldatura
32
Genova o c/o
aziende richiedenti
02-13/07/2012
Corso per la certificazione in accordo alle Specifiche ESA /ECSS Istruttore / Esaminatore (CAT. 1)
64
Mogliano Veneto
09-10/07/2012
Corsi per Auditor / Lead Auditor - Modulo Base ISO 19011
16
Genova
09-11/07/2012
Corso per International Welding Engineer (IWE) - Parte III Tecnologia della Saldatura
--
Genova
09-12/07/2012
Corso Saldatura di tubi e raccordi PE per il convogliamento di gas,
acqua ed altri fluidi
--
Genova o c/o
aziende richiedenti
09-13/07/2012
Corso per la ricertificazione in accordo alle Specifiche ESA /ECSS Istruttore / Esaminatore (CAT. 1)
36
Genova
11-13/07/2012
Corso per International Welding Engineer (IWE) - Parte III Metallurgia e saldabilità
--
Mogliano Veneto
11-13/07/2012
Corso Auditor / Lead Auditor Qualità ISO 9001
24
Mogliano Veneto
16-19/07/2012
Corso Saldatura di tubi e raccordi PE per il convogliamento di gas,
acqua ed altri fluidi
--
Genova
16-20/07/2012
Corso di Specializzazione in saldatura
--
Mogliano Veneto
18-19/07/2012
Gestione ambientale nella fabbricazione mediante saldatura
16
Messina
23-26/07/2012
Corso Saldatura di tubi e raccordi PE per il convogliamento di gas,
acqua ed altri fluidi
20
Mogliano Veneto
24-26/07/2012
Corso sull’applicazione del D.M. 14 Gennaio 2008 - Corso per
Progettisti e Direttori dei Lavori
20
Rivista Italiana della Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2012 295
Notiziario
Corsi IIS di qualificazione per personale addetto alle PND di livello 1, 2 e 3
Luogo
Data
Modulo Base (MB)
Ore
Priolo
19-20/06/2012
Modulo di Base per livello 2 EN 473, ISO 9712, ASNT SNT-TC-1A
16
Genova
03-04/07/2012
Modulo di Base per livello 2 EN 473, ISO 9712, ASNT SNT-TC-1A
16
Luogo
Data
Esame Visivo (VT)
Genova
14-15/06/2012
Modulo Specifico (MS) Saldatura per livello 2 EN 473, ISO 9712
Luogo
Data
Esame Radiografico (RT)
Priolo
17-20/07/2012
Modulo di Metodo (MM) per livello 2 EN 473, ISO 9712
Luogo
Data
Esame Ultrasonoro (UT)
Mogliano Veneto
28/05-01/06/2012
Modulo Specifico (MS) Operatore Tecniche Convenzionali per livello
2 EN 473, ISO 9712
36
Genova
12-15/06/2012
Modulo di Metodo (MM) per livello 2 EN 473, ISO 9712
28
Genova
16-20/07/2012
Modulo Specifico (MS) Operatore Tecniche Convenzionali per livello
2 EN 473, ISO 9712
36
Luogo
Data
Esame con Particelle Magnetiche (MT)
Mogliano Veneto
05-06/06/2012
Modulo di Metodo (MM) per livello 2 EN 473, ISO 9712
16
Priolo
24-25/07/2012
Modulo di Metodo (MM) per livello 2 EN 473, ISO 9712
16
Luogo
Data
Esame con Liquidi Penetranti (PT)
Mogliano Veneto
07-08/06/2012
Modulo di Metodo (MM) per livello 2 EN 473, ISO 9712
16
Priolo
26-27/07/2012
Modulo di Metodo (MM) per livello 2 EN 473, ISO 9712
16
Ore
12
Ore
28
Ore
Ore
Ore
Corsi IIS di specializzazione nelle imperfezioni di saldatura per personale addetto alle PND
Genova
Corso di specializzazione nelle imperfezioni di saldatura per personale addetto alle PND, EWF-623-01
26-28/06/2012
Corsi di altre Società
Luogo
Data
Titolo
Organizzatore
Milano
23/05/2012
Gestire l’organizzazione per processi:
persone, attività, tempi e costi
UNI
www.uni.com
Milano
28-29/05/2012
Sistemi di gestione per la qualità secondo la UNI
EN ISO 9001:2008
UNI
www.uni.com
Roma
28-29/05/2012
La taratura e la conferma metrologica delle apparecchiature di misura
UNI
www.uni.com
296 Rivista Italiana della Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2012
24
Notiziario
Luogo
Data
Titolo
Organizzatore
Milano
30/05/2012
Il risk management come strumento di definizione
delle politiche e delle procedure aziendali
ANGQ
www.angq.com
Modena
30-31/05/2012
06-08/06/2012
Auditor / Responsabili Gruppo di Audit di Sistemi
di Gestione per la Qualità
ANGQ
www.angq.com
Roma
01/06/2012
Seminario. La linea guida per audit di sistemi di
gestione UNI EN ISO 19011:2012: novità e casi
studio
CERMET
www.cermet.it
Roma
01/06/2012
I Piani di Controllo della Qualità: predisposizione,
gestione ed utilizzo
ANGQ
www.angq.com
Bologna
04/06/2012
Modulo Specialistico per Auditor/Responsabili
Gruppo di Audit di Sistema di Gestione Qualità
CERMET
www.cermet.it
Roma
04-05/06/2012
Sistemi di gestione per la qualità secondo la UNI
EN ISO 9001:2008
UNI
www.uni.com
Roma
04-05/06/2012
Governance aziendale e responsabilità amministrativa: integrare operativamente i Sistemi di Gestione
AICQ - Centro Insulare
www.aicqci.it
Roma
04-06/06/2012
Auditor / Responsabili Gruppo di Audit Interni di
Sistemi di Gestione per la Qualità
ANGQ
www.angq.com
Roma
04-08/06/2012
Auditor / Responsabili Gruppo di Audit di Sistemi
di Gestione per la Qualità
ANGQ
www.angq.com
Milano
06/06/2012
Seminario di aggiornamento sulla nuova UNI EN
ISO 19011:2012
ANGQ
www.angq.com
Roma
06/06/2012
Sistemi di Gestione della Sicurezza delle
Informazioni: il quadro normativo e i requisiti della
norma ISO/IEC 27001:2005
AICQ - Centro Insulare
www.aicqci.it
Milano
06-07/06/2012
La taratura e la conferma metrologica delle apparecchiature di misura
UNI
www.uni.com
Roma
07-08/06/2012
Sistemi di Gestione Sicurezza Informazioni: la progettazione di un sistema di gestione per la sicurezza
delle informazioni
AICQ - Centro Insulare
www.aicqci.it
Milano
08/06/2012
La Direttiva Macchine 2006/42/CE. L’assemblaggio
delle linee - Sistemi di fabbricazione integrati
UNI
www.uni.com
Roma
11/06/2012
Organizzazioni di successo - UNI EN ISO
9004:2009
UNI
www.uni.com
Roma
11-22/06/2012
Valutatori Sistemi di Gestione Ambientale
AICQ - Centro Insulare
www.aicqci.it
Milano
12/06/2012
Direttiva Atex - Linee guida e norme per la scelta
e l’applicazione dei sistemi di protezione contro le
esplosioni
UNI
www.uni.com
Roma
13/06/2012
La nuova edizione della UNI CEI EN ISO/IEC
17021:2011 - Certificazione di sistemi di gestione
UNI
www.uni.com
Roma
18/06/2012
La nuova norma UNI EN ISO 19011:2012 - Linee
guida per gli audit dei sistemi di gestione
UNI
www.uni.com
Milano
18/06/2012
Organizzazioni di successo - UNI EN ISO
9004:2009
UNI
www.uni.com
Roma
18/06/2012
Modulo Specialistico Auditor/Responsabili Gruppo
di Audit di Sistema di Gestione Qualità
CERMET
www.cermet.it
Rivista Italiana della Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2012 297
Notiziario
Luogo
Data
Titolo
Organizzatore
Roma
18-19/06/2012
La norma UNI EN ISO 9001:2008 (requisiti ed
applicazioni)
ANGQ
www.angq.com
Roma
20-21/06/2012
L’approccio per processi e la redazione della documentazione del Sistema di Gestione per la Qualità
(Manuale Qualità e Procedure)
ANGQ
www.angq.com
Roma
22/06/2012
Il miglioramento delle prestazioni di una
Organizzazione: indicatori e strumenti
ANGQ
www.angq.com
Torino
25/06/2012
La gestione della qualità nei laboratori di prova
secondo la ISO 17025
CERMET
www.cermet.it
Roma
25/06/2012
La misurazione della soddisfazione del cliente: processi e tecniche di supporto
ANGQ
www.angq.com
Roma
25-27/06/2012
La norma UNI EN ISO 9001:2008 e i Sistemi di
Gestione per la Qualità
AICQ - Centro Insulare
www.aicqci.it
Roma
26-27/06/2012
La valutazione dei rischi, il fascicolo tecnico e le
norme armonizzate: come progettare una macchina
“sicura” secondo la Direttiva Macchine 2006/42/CE
UNI
www.uni.com
Roma
02-04/07/2012
Audit interni sui Sistemi di Gestione per la Qualità
AICQ - Centro Insulare
www.aicqci.it
Roma
03-04/07/2012
Audit interni sui Sistemi di Gestione per la Qualità
AICQ - Centro Insulare
www.aicqci.it
Modena
06/07/2012
Seminario di aggiornamento sulla nuova UNI EN
ISO 19011:2012
ANGQ
www.angq.com
Roma
16-18/07/2012
Valutatore Sistemi di Gestione per la Qualità
AICQ - Centro Insulare
www.aicqci.it
Mostre e Convegni
Luogo
Data
Titolo
Contatti
Houston USA
21-24/05/2012
ITSC 2012 - International Thermal
Spray Conference and Exposition
www.asminternational.org/itsc
www.die-verbindungs-spezialisten.de
Convention
Center
Baltimore,
Maryland
21-24/05/2012
SAMPE 2012 - The Leading Advanced
Materials and Processes (M&P) Event in
the World
www.sampe.org
[email protected]
Düsseldorf,
Germany
22-24/05/2012
7th International Congress Aluminium
Brazing
www.dvs-ev.de
[email protected]
Monaco di
Baviera,
Nuovo Centro
Fieristico
22-25/05/2012
AUTOMATICA 2012 - Salone
Internazionale di Automazione industriale e Meccatronica
Messe München GmbH
[email protected]
www.automatica-munich.com
www.monacofiere.com
Gazi University,
Ankara, Turkey
23-25/05/2012
ICWET’12 - 2nd International Welding
Technologies Conference & Exhibition
[email protected]
www.icwet12.org
Siracusa - Centro
Congressi Gran
Hotel Minareto
24/05/2012
La riduzione dei costi attraverso il
miglioramento della manutenzione degli
impianti industriali
IIS
www.iis.it
[email protected]
298 Rivista Italiana della Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2012
Notiziario
Luogo
Titolo
Contatti
24-26/05/2012
EUROJOIN 8 - The eighth European
Conference on Joining Technology
www.iiwelding.org
[email protected]
Burswood
Convention
Centre, Perth
Western Australia
26/05-02/06/2012
ALTA 2012 - Nickel-Cobalt-Copper,
Uranium & Gold Conference
www.altamet.com.au
[email protected]
Granta Park,
Great Abington,
Cambridge, UK
29-30/05/2012
2012 Annual WJS Conference
The Importance of Welding Advances,
Skills and Quality Management
[email protected]
www.twi.co.uk/news-events
Eurogress,
Aachen, Germany
03-07/06/2012
ICRF 2012 - International Conference
on Ingot Casting, Rolling and Forging
www.icrf2012.com
[email protected]
Carnegie Mellon
University,
Pittsburgh,
Pennsylvania
03-07/06/2012
ICAA13 - 13th International Conference
on Aluminum Alloys
www.tms.org
[email protected]
St. Louis, Mo
USA
04-05/06/2012
Nondestructive Evaluation of Aerospace
Materials & Structures III
www.asnt.org/events/conferences
Hilton Chicago/
Indian Lakes
Resort, Chicago
IL
04-08/06/2012
9th International Trends in Welding
Research Conference
www.asminternational.org
Earls Court Ibis
Hotel, London,
UK
12-14/06/2012
CM 2012 and MFPT 2012 - The Ninth
International Conference on Condition
Monitoring and Machinery Failure
Prevention Technologies
www.bindt.org
[email protected]
Charlotte
Convention
Center,
Charlotte, NC
18-21/06/2012
AEROMAT 2012 Conference and
Exposition Aerospace materials and
processes
www.asminternational.org
21/06/2012
La saldatura laser da processo avanzato
a tecnologia diffusa: una scommessa
vinta?
IIS
www.iis.it
[email protected]
24-28/06/2012
ECCM15 – 15th European Conference
on Composite Materials
www.eccm15.org
[email protected]
Sede IIS, Genova
28/06/2012
La nuova normativa europea ed internazionale sul controllo radiografico di
giunti saldati con tecnologia digitale
IIS
www.iis.it
[email protected]
Jakarta
Convention
Center, Indonesia
11-13/07/2012
INASAL Indonesia International Steel
Stainless Steel, Iron and Aluminium
Expo & Forum 2012
www.ina-sal.com
[email protected]
Denver, CO.
USA
12-13/07/2012
IIW International Conference 2012
Welding for Repair and Life Extension
of Plants and Infrastructure
www.iiw2012.com
[email protected]
Mashantucket,
CT, USA
16-18/07/2012
ASNT Digital Imaging XV Conference
www.asnt.org/events
17/07/2012
Corrosione e protezione di componenti
saldati: tecnologie, controllo della
qualità, case study. Lo stato dell’arte.
IIS
www.iis.it
[email protected]
Pula, Croatia
Centro Congressi
dell’Area della
Ricerca di
Bologna CNR
Venezia, Italy
Sede IIS, Genova
Data
Rivista Italiana della Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2012 299
5LFHUFKH%LEOLRJUDÀFKH
Dati IIS-Data
La Saldatura ad ultrasuoni
(2005-2012)
Ultrasonic spot welding: a new tool for aluminum joining di HETRICK E. et al.
«Welding Journal» Febbraio 2005, pp. 26-30.
Automobili; carrozzeria di autoveicoli; componenti di autoveicoli; industria automobilistica; leghe d’alluminio; saldatura ad ultrasuoni; saldature a puniti.
La saldatura ad ultrasuoni di FENUCCI N. et al
«Lamiera» Agosto 2005, pp. 98-101.
Alluminio; automobili; carrozzeria di autoveicoli; saldatura
ad ultrasuoni.
Designing joints for ultrasonic welding of plastics di
RANI M.R. et al
«Welding Journal» Settembre 2005, pp. 50-54.
Materie plastiche; materie plastiche termoplastiche; preparazione dei giunti; progettazione, concezione; saldatura ad
ultrasuoni;
Input electrical impedance as signature for nondestructive evaluation of weld quality during ultrasonic welding
of plastics di LING S-F. et al
«NDT & E International» N.1/2006, pp. 13-18 .
Adesione; apparecchiature; condizioni di processo; controllo non distruttivo; induttanza; intelligenza artificiale;
materie plastiche; materie plastiche termoplastiche; neural
networks; operazioni in tempo reale; parametri di processo;
proprietà elettriche; saldatura ad ultrasuoni.
Transient finite element analysis of ultrasonic welding of
PEEK di XIAOLIN W. et al
«China Welding» Luglio-Dicembre 2006, pp. 55-59.
Analisi con elementi finiti; distribuzione della temperatura;
materie plastiche; materie plastiche termoplastiche; saldatura ad ultrasuoni; simulazione; temperatura.
The effect of conditions of ultrasound welding on the
fracture force of non-woven materials di VOLKOV S.S.
«Welding International» Giugno 2005, pp. 484-489 .
Alluminio; condizioni di processo; ottimizzazione; parametri di processo; saldatura ad ultrasuoni; titanio.
Saldatura a ultrasuoni di lamierini: analisi e prestazioni
di ANNONI M. e CARBONI M.
«Lamiera» Novembre 2007, pp. 118-128.
Condizioni superficiali; Cricche di fatica; Fattori di influenza; Lamierini; Leghe Al-Mg-Si; Leghe d’alluminio; Microstruttura; Proprietà meccaniche; Prove di fatica; Resistenza
a fatica; Saldatura ad ultrasuoni.
Dependence of the breaking force of non-woven fabrics
on weld pitch in ultrasound welding di VOLKOV S.S.
«Welding International» Agosto 2005, pp. 665-668.
Fibre; materie plastiche; materie plastiche termoplastiche;
polietilene; resistenza meccanica; saldatura ad ultrasuoni.
Examples of metal and resin processing using high
power diode lasers di ISOBE Y.
«Welding International» Febbraio 2008, pp. 105-109.
Acciai; acciai inossidabili austenitici; apparecchiature;
confronti; fascio laser; incollaggio; laser a diodo; materiali
300 Rivista Italiana della Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2012
Rivista Italiana della Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2012
5LFHUFKH%LEOLRJUDÀFKH
dissimili; materie plastiche; materie plastiche termoplastiche; poliammide; proprietà meccaniche; prove meccaniche;
saldatura ad ultrasuoni; saldatura laser.
leghe d’alluminio; misura; parametri di processo; pressione; proprietà meccaniche; saldabilità; saldatura ad ultrasuoni; tempo (durata).
Main methods and technological features of welding dissimilar plastics di VOLKOV S.S.
«Welding International» Marzo 2008, pp. 193-197.
Materiali dissimili; materie plastiche; materie plastiche
termoplastiche; pezzi o strati intermedi; proprietà fisiche;
proprietà meccaniche; reazioni chimiche; saldabilità; saldatura ad ultrasuoni; saldatura con elementi riscaldanti;
scelta; viscosità.
Ultrasound welding of synthetic fabric for technical purposes di VOLKOV S.S.
«Welding International» Ottobre 2009, pp. 789-795.
Industria tessile; materie plastiche; resistenza all’usura;
saldabilità; saldatura ad ultrasuoni.
Effect of ultrasonic power and bonding force on the bonding strength of copper ball bonds di CHUNJIN H. et al
«China Welding» 3 2007, pp. 46-50.
Apparecchiature elettroniche; fili; lavorazioni con ultrasuoni; rame; resistenza a taglio; saldatura ad ultrasuoni.
A friction-based finite element analysis of ultrasonic
consolidation di ZHANG C. e LI L.
«Welding Journal» Luglio 2008, pp. 187s-194s.
Analisi con elementi finiti; analisi delle tensioni; analisi
elasto-plastica; attrito; deformazione plastica; distribuzione della temperatura; lamina; leghe Al-Mn; leghe d’alluminio; modelli di calcolo; proprietà meccaniche; saldatura ad
ultrasuoni.
Effect of buffer sheets on the shear strength of ultrasonic
welded aluminum joints di BABOI M. e GREWELL D.
«Welding Journal» Aprile 2009, pp. 86s-91s.
Giunti a sovrapposizione; lamierini; leghe Al-Mg; leghe
d’alluminio; proprietà meccaniche; resistenza a taglio; saldatura ad attrito; saldatura ad ultrasuoni.
Ultrasound contour welding of polymer packages containing food products di VOLKOV S.S.
«Welding International» Marzo 2009, pp. 213-218.
Imballaggio; industria alimentare; materie plastiche; saldatura ad ultrasuoni.
Ultrasonic metal welding process robustness in aluminum automotive body construction applications di
HETRICK E.T. et al
«Welding Journal» Luglio 2009, pp. 149s-158s.
Automobili; carrozzeria di autoveicoli; industria automobilistica; lamierini; laminazione; leghe Al-Mg; leghe AlMg-Si; leghe d’alluminio; proprietà meccaniche; resistenza
a taglio; resistenza alla pelatura; saldatura ad ultrasuoni.
Ultrasonic welding of heat-treatable aluminium alloy
A6061 sheet di WATANABE T. et al
«Welding International» Settembre 2009, pp. 633-639.
Aspetto; condizioni di processo; durezza; fattori di influenza; frattografia; giunti a sovrapposizione; leghe Al-Mg-Si;
Characteristics of the ultrasound building of caprolon di
VOLKOV S.S.
«Welding International» Febbraio 2010, pp. 154-160.
Giunti testa a testa; materie plastiche; penetrazione;
poliammide; preparazione dei giunti; proprietà chimiche;
proprietà fisiche; proprietà meccaniche; rottura fragile;
saldatura ad ultrasuoni; tenacità all’urto.
Production and bond strength of similar-titanium ultrasonic welded joints (JIS H4600 Gr. TP340H) di OWA T. et al
«Welding International» Marzo 2010, pp. 182-187.
Condizioni di processo; condizioni superficiali; distribuzione della temperatura; interfaccia; leghe di titanio; microstruttura; proprietà meccaniche; prove di trazione; prove
meccaniche; rugosità; saldabilità; saldatura ad ultrasuoni;
saldature a punti; temperatura.
Effect of weld tip geometry on ultrasonic welding of
A6061 aluminium alloy di WATANABE T. et al
«Welding International» Maggio 2010, pp. 336-342.
Apparecchiature; aspetto; condizioni superficiali; durezza;
fattori di influenza; forma della saldatura; interfaccia;
lamierini; laminazione; leghe Al-Mg-Si; leghe d’alluminio;
microstruttura; ossidi; parametri di processo; pellicole
(strati); pressione; proprietà meccaniche; prove di trazione;
saldatura ad ultrasuoni; tempo (durata); tipi di rotture.
Effect of fillers and dyes on weldability and service properties of ultrasound-welded joints in plastics di VOLKOV S. S.
«Welding International» Settembre 2010, pp. 734-737.
Condizioni di servizio; fattori di influenza; giunti saldati;
materie plastiche; materie plastiche termoplastiche; polistirene; saldabilità; saldatura ad ultrasuoni.
Evaluation of amplitude stepping in ultrasonic welding
di BABOI M. e GREWELL D.
«Welding Journal» Agosto 2010, pp. 161s-165s.
Alta frequenza; controllo della qualità; leghe Al-Mg; leghe
d’alluminio; parametri di processo; proprietà meccaniche;
saldatura ad ultrasuoni; valutazione; velocità; vibrazione.
Microstructure and microtexture evolution of aluminium alloy 3003 under ultrasonic welding process
for embedding SiC fibre di ZHENQIANG Z. e GHASSEIMIEH E.
Rivista Italiana della Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2012 301
5LFHUFKH%LEOLRJUDÀFKH
«China Welding» Ottobre-Dicembre 2009, pp. 6-9.
Carburo di silicio; durata della vita a fatica; fattori di
influenza; leghe Al-Mn; leghe d’alluminio; materiali compositi a fibra rinforzata; microstruttura; proprietà meccaniche; resistenza a fatica; saldabilità; saldatura ad ultrasuoni; vibrazione.
Improving productivity and quality in plastic and thin
metallic plates manufacturing by using ultrasonic welding processes (Melhorando a Produtividade e Qualidade
na Fabricação em Plástica e Chapas Finas de Metal por
Soldagem por Ultra-Som) di DEHELEAN D. e OANCA O.
«Soldagem & Inspecao» Aprile 2009, pp. 344-351.
Leghe a memoria di forma; materie plastiche; poliammide;
produttività; recipienti in pressione; saldatura ad ultrasuoni.
Thermosonic bonding of crossed strip Au bumps di KIM
J.H. et al.
«Science and Technology of W and J» Settembre-Ottobre
2005, pp. 604-609.
Analisi con elementi finiti; apparecchiature elettroniche;
circuiti integrati; flip chip bonding; nastro; oro; rugosità;
saldatura ad ultrasuoni.
Hybrid process for joining - electrical by pressure and
with ultrasounds di OANCA O. e SÎRBU N.A.
«BID-ISIM» N.3/2007, pp. 27-35.
Acciai inossidabili; acciai inossidabili austenitici; apparecchiature; apparecchiature elettroniche; microgiunzione;
procedimenti combinati; saldatura a resistenza; saldatura
ad ultrasuoni.
Joining processes for shape memory alloys - A review di
MIRANDA R.M., et al.
«BID-ISIM»1 2010, pp. 11-16.
Brasatura forte laser; costruzioni civili; industria automobilistica; leghe a memoria di forma; materiali dissimili;
proprietà meccaniche; saldabilità; saldatura ad attrito;
saldatura ad ultrasuoni; saldatura al plasma; saldatura
laser; saldatura TIG.
Comparison of control algorithms for ultrasonic welding of
aluminum (AA5754-H111) di BABOI M. e GREWELL D.
«Welding Journal» Novembre 2010, pp. 243s-248s.
Confronti; difetti; leghe Al-Mg; leghe d’alluminio; metallografia; metodi statistici; modelli di calcolo; ottimizzazione;
parametri di processo; proprietà meccaniche; resistenza
meccanica; saldatura ad ultrasuoni; saldatura in fase solida; tempo (durata); vibrazione.
Ultrasonic metal welding of AA 6022-T4 lap joints: Part
I - Technological characterisation and static mechanical
behaviour di ANNONI M. e CARBONI M.
«Science and Technology of W and J» 2 2011, pp. 107-115.
302 Rivista Italiana della Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2012
5LFHUFKH%LEOLRJUDÀFKH
Carico statico; fattori di influenza; giunti a sovrapposizione; lamierini; leghe Al-Mg-Si; leghe d’alluminio; parametri
di processo; proprietà meccaniche; resistenza a fatica; saldatura ad ultrasuoni; saldature a punti; sottile.
Ultrasonic metal welding of AA 6022-T4 lap joints: Part
II - Fatigue behaviour, failure analysis and modelling di
CARBONI M. e ANNONI M.
«Science and Technology of W and J» 2 2011, pp. 116-125.
Analisi con elementi finiti; giunti a sovrapposizione; lamierini; leghe Al-Mg-Si; leghe d’alluminio; meccanica della
frattura; resistenza a fatica; rotture di fatica; saldatura ad
ultrasuoni; saldature a punti; sottile.
Research on adhesive layer depth and frequency in weak
interface of bonded structures di ZHAOGUO Q. et al.
«Insight» Giugno 2011, pp. 302-306.
Acciai; acustica; alluminio; controllo non distruttivo; difetti; incollaggio; materiali dissimili; modelli di calcolo;
proprietà meccaniche; rigidità; risonanza; saldatura ad
ultrasuoni; titanio.
Numerical analysis of deformation and thermal behavior
during ultrasonic AI ribbon bonding di SUZUKI S. et al.
«Transactions of JWRI» Luglio-Dicembre 2010, pp. 143144.
Apparecchiature elettroniche; deformazione; modelli di
calcolo; proprietà termiche; saldatura ad ultrasuoni; simulazione.
Main welding parameters of ultrasound contour welding
of polyethylene vessels di VOLKOV S.S.
«Welding International» Novembre 2011, pp. 898-902
Fattori di influenza; materie plastiche; ottimizzazione;
parametri di processo; polietilene; proprietà meccaniche;
recipienti in pressione; saldatura ad ultrasuoni; tempo
(durata); tubi.
Ultrasound welding of cylindrical components made of
polyamide 610 di VOLKOV S.S.
«Welding International» Gennaio 2012, pp. 54-57.
Condizioni di processo; involucri cilindrici; materie plastiche; microgiunzione; poliammide; saldabilità; saldatura ad
ultrasuoni; scelta.
Environmentally friendly low temperature solid state
micro-joining di TAKAHASHI Y. e MAEDA M.
«Transactions of JWRI» Gennaio-Giugno 2011, pp. 1-7.
Apparecchiature elettroniche; bagnabilità; bassa temperatura; brasatura dolce; componenti; flip chip bonding;
microgiunzione; modelli di calcolo; montaggio superficiale;
saldatura ad ultrasuoni; saldatura in fase solida; semiconduttori; simulazione.
5LFHUFKH%LEOLRJUDÀFKH
Rivista Italiana della Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2012 303
Elenco
degli
Inserzionisti
-----------234
-255
--256
147
-2a di copertina
--4a di copertina
-------274
-------285
----------286
-----175
-----209
233
---
264
272
---Controcopertina+162
------196
--246
---263
----188
--152
-269
195
ACS ACAI
AEC TECHNOLOGY
AIPND
AIR LIQUIDE WELDING
ANASTA
ANDIT AUTOMAZIONE
AQM
ASG Superconductors
ASSOMOTORACING
BERKENHOFF
BIT
BÖHLER WELDING GROUP ITALIA
CAPILLA
CEA
CEBORA
CGM TECHNOLOGY
COM-MEDIA
COMMERSALD
DRAHTZUG STEIN
DVC - DELVIGO COMMERCIALE
EDIBIT
EDIMET
ESAB SALDATURA
ESARC
ETC OERLIKON
EUROCONTROL
F.B.I.
FABTECH CONSULTING ENGINEERS
FIERA ACCADUEO
FIERA AFFIDABILITA’ & TECNOLOGIE
FIERA AIRET
FIERA ALUMINIUM/COMPOSITES EUROPE
FIERA ALUMOTIVE
FIERA BIAS
FIERA BIMEC
FIERA BI-MU
FIERA BIMU-MED
FIERA DI ESSEN
FIERA EUROBLECH
FIERA EXPOLASER
FIERA EXPOMECCANICA
FIERA LAMIERA
FIERA LASER WORLD OF PHOTONICS
FIERA MCM
FIERA MECSPE
FIERA METEF
FIERA MOTORSPORT EXPOTECH
FIERA QUALITY DAY
FIERA SAMUMETAL
FIERA SEATEC
FIERA TEKNOMOTIVE
FIERA VENMEC
FIMER
FONDAZIONE ALDINI VALERIANI
G.E.INSPECTION TECHNOLOGIES
GILARDONI
HARMS & WENDE
HENKEL ITALIA
HYPERTHERM Europe B.V.
IGUS
INE
ITW
LANSEC ITALIA
LINCOLN ELECTRIC ITALIA
LINK INDUSTRIES
MEDIAPOINT & COMMUNICATIONS
MEDIAVALUE
MESSER ITALIA
NDT ITALIANA
OLYMPUS ITALIA
ORBITALUM TOOLS
OXYTURBO
PUBLITEC
REMASALD
RIVISTA MECCANICA & AUTOMAZIONE
RIVISTA TECN’È
RIVISTA U & C
RIVOIRA
SAF - FRO
SALTECO
SANDVIK ITALIA
SAPIO
SELCO
SE.MAT
SEMAT EQUIPMENT
SIAD
SIGMA INTERNATIONAL
SIGMATEK
SINCOSALD
TECNOELETTRA
TECNOMECCANICA
TELWIN
THERMADYNE ITALIA
TQM
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Viale Abruzzi, 66 – 20131 MILANO
Via Leonardo Da Vinci, 17 - 26013 CAMPAGNOLA CREMASCA (CR)
Via A. Foresti, 5 - 25127 BRESCIA
Via Torricelli, 15/A - 37135 VERONA
Via G. Tarra, 5 - 20125 MILANO
Via Privata Casiraghi, 526 – 20099 SESTO SAN GIOVANNI (MI)
Via Edison, 18 - 25050 PROVAGLIO D’ISEO (BS)
Corso F.M. Perrone, 73r - 16152 GENOVA
Via Tanari, 68/a – 40024 CASTEL S. PIETRO TERME (BO)
Berkenhoffstrasse, 14 – 35452 HEUCHELHEIM (Germania)
Via Trieste, 33 – 31016 CORDIGNANO (TV)
Via Palizzi, 90 - 20157 MILANO
Via per Telgate – Loc. Campagna – 24064 GRUMELLO DEL MONTE (BG)
Corso E. Filiberto, 27 - 23900 LECCO
Via A. Costa, 24 - 40057 CADRIANO DI GRANAROLO (BO)
Via Adda, 21 - 20090 OPERA (MI)
Via Serio, 16 - 20139 MILANO
Via Bottego, 245 - 41126 COGNENTO (MO)
Talstraße, 2 - 67317 ALTLEININGEN (Germania)
Località Cerri - 19020 CEPARANA DI FOLLO (SP)
Via Cà dell’Orbo, 60 - 40055 CASTENASO (BO)
Via Brescia, 117 - 25018 MONTICHIARI (BS)
Via Novara, 57/59 - 20010 BAREGGIO (MI)
Via Cadibona, 15 - 20137 MILANO
Via Vo’ di Placca, 56 - 35020 DUE CARRARE (PD)
Zona Industriale – 89811 PORTO SALVO (VV)
Via Isonzo, 26 – 20050 SAN DAMIANO DI BRUGHERIO (MB)
Via Rimembranze, B-1/2 – 33033 CODROIPO (UD)
c/o BOLOGNAFIERE – Piazza Costituzione, 6 - 40128 BOLOGNA
c/o A & T – Via Palmieri, 63 – 10138 TORINO
Via Monte Grappa, 16 - 40121 - Bologna
c/o PROMOEVENTS – Via Privata Pomezia, 10/A – 20127 MILANO
c/o ADExpo - Viale della Mercanzia, 142 Centergross - 40050 FUNO DI ARGELATO (BO)
c/o FIERA MILANO RASSEGNE – Piazzale Carlo Magno, 1 – 20149 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 UCIMU - Viale Fulvio Testi, 128 - 20092 CINISELLO BALSAMO (MI)
Via Vincenzo Monti, 8 – 20123 MILANO
Mack Brooks Exhibitions Ltd Romeland House Romeland Hill St Albans Herts AL3 4ET UK
c/o PIACENZA EXPO - S.S. 10 Loc. Le Mose - 29122 PIACENZA
c/o CENTRO FIERA – Via Brescia, 129 – 25018 MONTICHIARI (BS)
c/o UCIMU - Viale Fulvio Testi, 128 - 20092 CINISELLO BALSAMO (MI)
c/o MONACOFIERE – Via Bernardo Rucellai, 10 – 20126 MILANO
c/o EIOM – Viale Premuda, 2 – 20129 MILANO
c/o SENAF - Via Eritrea, 21/A - 20157 MILANO
c/o ALFIN EDIMET - Via Brescia, 117 - 25018 MONTICHIARI (BS)
c/o MODENA ESPOSIZIONI – Viale Virgilio, 58/B – 41123 MODENA
c/o TECNA EDITRICE – Viale Adriatico, 147 – 00141 ROMA
c/o PORDENONE FIERE - Viale Treviso, 1 - 33170 PORDENONE
c/o CARRARAFIERE - Viale Galileo Galilei, 133 – 54033 MARINA DI CARRARA (MS)
c/o ALFIN EDIMET – Via Brescia, 117 – 25018 MONTICHIARI (BS)
c/o PADOVAFIERE – Via N. Tommaseo, 59 – 35131 PADOVA
Via Brigatti, 59 – 20050 RONCO BRIANTINO (MB)
Via Bassanelli, 9/11 – 40129 BOLOGNA
Via Grosio, 10/4 - 20151 MILANO
Via A. Gilardoni, 1 - 23826 MANDELLO DEL LARIO (LC)
Grossmoorkehre, 9 – 21079 HAMBURG (Germania)
Via Amoretti, 78 – 20157 MILANO
Vaartveld, 9 – 4704 SE ROOSENDAAL (Olanda)
Via delle Rovedine, 4 - 23899 ROBBIATE (LC)
Via Facca, 10 - 35013 CITTADELLA (PD)
Via Privata Iseo, 6/E - 20098 S. GIULIANO MILANESE (MI)
Via Bizet, 36/N - 20092 CINISELLO BALSAMO (MI)
Via Fratelli Canepa, 8 - 16010 SERRA RICCO’ (GE)
Ponte Morosini, 49 – 16126 GENOVA
Corso Buenos Aires, 8 - Corte Lambruschini - 16129 GENOVA
Via Domenichino, 19 – 20149 MILANO
Via Cav. V. Tedeschi, 1 – 10036 SETTIMO TORINESE (TO)
Via del Lavoro, 28 - 20863 CONCOREZZO (MB)
Via Modigliani, 45 – 20090 SEGRATE (MI)
Josef-Schüttler-Strasse, 17 - 78224 SINGEN (Germania)
Via Serio, 4/6 – 25015 DESENZANO (BS)
Via Passo Pordoi, 10 – 20139 MILANO
Via Strada dei Campi, 11 – 20058 VILLASANTA (MB)
Via Rosellini, 12 - 20124 MILANO
c/o OPEN FACTORY EDIZIONI – Via Bernardo Rucellai, 10 – 20126 MILANO
c/o MEDIAVALUE - Via Domenichino, 19 – 20149 MILANO
Via C. Massaia, 75/L – 10147 TORINO
Via Torricelli, 15/A - 37135 VERONA
S.P. Rivoltana, 35/b - 20090 LIMITO DI PIOLTELLO (MI)
Via Varesina, 184 - 20156 MILANO
Via Silvio Pellico, 48 – 20900 MONZA
Via Palladio, 19 - 35010 ONARA DI TOMBOLO (PD)
Via Monte Rosa, 81/A - 20862 ARCORE (MB)
Via Aurelia, 884 – 00165 ROMA
Via S. Bernardino, 92 - 24126 BERGAMO
Via Mazzini, 2/A – 24066 PEDRENGO (BG)
Via Mario Nantiat, 19/A – 12066 MONTICELLO D’ALBA (CN)
Via della Fisica, 26/28 – 20864 AGRATE BRIANZA (MB)
Via Nazionale, 50a - 70 – 23885 CALCO (LC)
Via della Borsa, 11 – 31033 CASTELFRANCO VENETO (TV)
Via della Tecnica, 3 - 36030 VILLAVERLA (VI)
Via Bolsena, 7 – 20098 SAN GIULIANO MILANESE (MI)
Via M. Macchi, 42 – 20124 MILANO
Via Mazzini, 69 – 35013 CITTADELLA (PD)
Via del Lavoro, 8 – 36020 CASTEGNERO (VI)
Maggiore tasso di deposito?
Minore apporto termico?
Maggiore velocità di saldatura?
Minori consumi?
Perché non tutto? Perché non ICE™?
Una tecnologia rivoluzionaria per aumentare la produttività e
ridurre i costi
La tecnologia ICE™ (brevetto ESAB) è contemporaneamente semplice e geniale. ICE™ utilizza il calore
eccedente generato dal procedimento di saldatura ad arco sommerso per fondere un filo supplementare
non alimentato (Integrated Cold Electrode). Questo fornisce un significativo vantaggio produttivo
(fino al 50%) senza aumentare l’apporto termico. Una rivoluzione !
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ESAB Saldatura SpA – Via Novara 57 / 59, 20010 Bareggio – MI – Tel. 02 979681 – [email protected] – www.esab.it