Istituto Italiano della Saldatura - Lungobisagno Istria, 15 - 16141 Genova (Italia) - Tariffa R.O.C.: "Poste Italiane SpA- Sped. A.P.-D.L.353/2003 (conv. in L. 27/02/2004 n.46) art.1 comma 1, DCB Genova" Tassa Pagata - Taxe Perçue ordinario - Contiene IP Bimestrale Maggio-Giugno 2009 ISSN:0035-6794
Organo Ufficiale dell’Istituto Italiano della Saldatura - anno LXI - N. 3 * 2009
Numero 3
2009
In questo numero:
Relazione della Presidenza sulla gestione
dell’Istituto nel 2008 e previsioni per il 2009
La saldatura “Friction Stir Welding” (FSW)
delle leghe di titanio
Definizione di nuovi strumenti e metodi
atti alla riduzione dei fumi di saldatura
nella zona di lavoro
Didattica
Prove di criccabilità a freddo
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Editoriale
862
L
a quinta edizione delle Giornate
Nazionali di Saldatura (GNS 5), organizzata congiuntamente con la settima
edizione della manifestazione dell’European Welding Federation (Eurojoin 7), è
terminata.
Sono stati raccolti unanimi consensi: sia
per quanto ha riguardato l’organizzazione che i contenuti tecnici. Autori, Partecipanti (italiani e stranieri) e Sponsor
si sono dichiarati soddisfatti. Anche noi
dell’Istituto ci dichiariamo soddisfatti. E
per ottime ragioni: la “mission” scientifica del nostro Statuto, elaborato oltre
sessant’anni fa dai nostri fondatori, ha
trovato la sua giusta implementazione.
Ancora una volta, credo, l’Istituto ha
fatto scuola!
La macchina per l’organizzazione
(questa volta senza alcuna altra manifestazione parallela) della sesta edizione
delle Giornate Nazionali di Saldatura
(GNS 6) è già partita. La città sarà
Genova, ai Magazzini del Cotone nel
Porto Antico, nella seconda metà di
Maggio del 2011!
Dal punto di vista organizzativo occorrerà riassettare qualcosa, dando un po’
262 Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2009
meno spazio a discorsi generalisti e un
po’ più spazio alla discussione tecnica.
Sia quella scientifica che quella commerciale.
Forse occorrerà rivisitare un po’ la tempistica e la sistemazione interna, per
garantire di più a tutti analoghe partecipazione e visibilità.
Marginalità, ma non di poco conto. Ed
alla fine significative per il successo
della manifestazione nel suo insieme.
Circa i contenuti tecnici, saranno riproposti gli stessi criteri, ormai collaudati,
adottati fin’ora; ponendo sempre attenzione particolare agli aspetti innovativi.
Il mondo della saldatura nel 2020 non
sarà ovviamente lo stesso di oggi. E non
sarà soltanto frutto di ottimizzazioni.
Sarà soprattutto frutto di innovazioni:
nei materiali, nei processi e nella loro
automazione, nelle tecniche di controllo
e diagnostica.
Queste competenze sono state convenientemente rappresentate nell’edizione
appena terminata ed a maggior ragione
dovranno esserlo nella prossima. Non
tralasciando di proporle nel periodo
intermedio, in termini di seminari e percorsi formativi dedicati.
La globalizzazione è competitiva e dinamica. E la competenza specifica, per
quanto non sufficiente, sarà sempre più
necessaria per restare sul mercato in
modo stabile.
Chi non ne avrà coscienza biblica, avrà
bisogno di molta fortuna! Che è di per sé
capricciosa e mutevole.
In questo contesto le Giornate Nazionali
di Saldatura non possono che diventare
il naturale riferimento: sede indipen-
dente di informazione, formazione e
discussione.
Basta che gli operatori continuino a
prenderne coscienza.
Inevitabilmente! Come il “trend” di crescita della partecipazione dimostra: 289
nel 2001,………..756 nel 2007, 862 nel
2009.
Avremmo voluto essere 1000 già in
questa edizione. Lo saremo, e di più, nel
2011. Non è una previsione, è una promessa!
Dott. Ing. Mauro Scasso
Segretario Generale IIS
ANNO LXI
Maggio-Giugno 2009
Pubblicazione bimestrale
DIRETTORE RESPONSABILE: Ing. Mauro Scasso
REDATTORE CAPO: Geom. Sergio Giorgi
REDAZIONE: Sig.ra Deborah Testoni, P.I. Maura Rodella
PUBBLICITÀ: Sig. Franco Ricciardi
Organo Ufficiale
dell'Istituto Italiano della Saldatura
Abbonamento annuale 2009:
Italia: .......................................... € 90,00
Estero: ........................................ € 155,00
Un numero separato: ................ € 20,00
Sommario
Articoli
265
Relazione della Presidenza sulla gestione dell’Istituto nel 2008 e previsioni per il
2009
283
Prospettive e peculiarità della lavorazione con laser ad elevata qualità –
J.P. BERGMANN
291
La saldatura “Friction Stir Welding” (FSW) delle leghe di titanio – A. LAURO
305
Definizione di nuovi strumenti e metodi atti alla riduzione dei fumi di saldatura nella
zona di lavoro – C. ROSELLINI, R. RUSSO
321
Evoluzione delle tensioni residue in giunti sollecitati a fatica in flessione a quattro
punti – V. DATTOMA, M. DE GIORGI, R. NOBILE
331
La Rivista viene inviata gratuitamente ai Soci
dell’Istituto Italiano della Saldatura.
343
Direzione - Redazione - Pubblicità:
Lungobisagno Istria, 15 - 16141 Genova
Telefono: 010 8341333
Telefax: 010 8367780
e-mail: [email protected]
web: www.iis.it
Rivista associata
Registrazione al ROC n° 5042 - Tariffa R.O.C.: “Poste
Italiane S.p.A. - Spedizione in Abbonamento Postale
D.L. 353/2003 (conv. in L. 27/02/2004 n° 46) art. 1
comma 1, DCB Genova” - Fine Stampa Giugno 2009
Aut. Trib. Genova 341 - 20.4.1955
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, dei diritti della persona e per finalità
strettamente connesse e strumentali all’invio della
pubblicazione e ad eventuali comunicazioni ad esse correlate.
International Institute of Welding (IIW)
Mechanical-technological and fracture mechanical properties of the high grade
pipeline-steel X80 with results of different pipeline-projects – S. FELBER
IIS Didattica
Prove di criccabilità a freddo
Rubriche
353
Scienza e Tecnica
Nuovi sviluppi della procedura API RP 581 “Risk Based Inspection” – S. PINCA
357
IIS News
Comitato Direttivo
Consiglio Generale
Assemblea Generale
361
IIW-EWF Notizie
369
Leggi e Decreti
Studi tecnici professionali e “datorialità” – T. LIMARDO
373
Dalle Aziende
383
Notiziario
Letteratura tecnica
Codici e norme
Corsi
Mostre e convegni
389
Ricerche bibliografiche da IIS-Data
Trattamento termico dopo saldatura
396
Elenco degli Inserzionisti
Progetto grafico: Marcs & Associati srl - Rozzano (MI)
Fotocomposizione e stampa:ALGRAPHY S.n.c.- Genova
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Istituto Italiano della Saldatura
Cariche Sociali
2008-2011
PRESIDENTE
• Dott. Ing. Ferruccio BRESSANI
VICE-PRESIDENTI
• Prof. Ing. Rinaldo GHIGLIAZZA • Dott. Ing. Luigi SCOPESI
COMITATO DIRETTIVO
IL PRESIDENTE – I VICE PRESIDENTI
• Dott. Ing. Roberto ADINOLFI
• Dott. Ing. Giulio COSTA
• Dott. Ing. Angelo Maria GUERCIOTTI
• Dott. Ing. Leopoldo IARIA
• Prof. Ing. Pietro LONARDO
• Sig. Giuseppe MACCARINI
• Dott. Ing. Giovanni PEDRAZZO
• Dott. Ing. Guido TORRIELLI
• Prof. Dott.Teresio VALENTE
• Dott. Ing. Gilberto FILIPPI
• Dott. Ing. Giovanni GAZZERRO
• Dott. Ing.Vincenzo GAZZOTTI
• Prof. Ing. Rinaldo GHIGLIAZZA
• Dott. Ing. Angelo Maria GUERCIOTTI
• Dott. Ing. Leopoldo IARIA
• Prof. Ing. Pietro LONARDO
• Sig. Giuseppe MACCARINI
• Amm. Isp. Massimo MARCHESI
• Dott. Ing. Bruno MARTINO
• Dott. Ing. Mario MASON
• Dott. Ing.Vittorio MAZZOCCHI
• Dott. Ing. Paolo MERLINI
• Dott. Antonio MOCCALDI
• Dott. Ing. Luigi MOR
• Dott. Ing. Gianni MURGIA
• Prof. Ing.Vittorio NASCE’
• Prof. Ing. Francesco OSSOLA
• Dott. Ing. Giovanni PEDRAZZO
• Dott. Ing. Pierangelo PISTOLETTI
• Dott. Ing. Edoardo RABINO
• Dott. Ing. Paolo RONDINONE
• Dott. Ing. Stefano SALVETTI
• Dott. Ing. Maurizio SCARPA
• Dott. Ing. Luigi SCOPESI
• Sig. Paolo SICHEL
• Prof. Ing. Alfredo SQUARZONI
• Sig. Alberto TAMBORINI
• Dott. Ing. Lorenzo THIONE
• Dott. Ing. Guido TORRIELLI
• Prof. Dott.Teresio VALENTE
• Sig. Adriano VALERI
• Prof. Ing. Gianni VERNAZZA
CONSIGLIO GENERALE
• Dott. Ing. Roberto ADINOLFI
• Dott. Ing. Fabio ANNETTONI
• Dott.ssa Karin BAUMEISTER
• Dott. Ing. Marco BERNACCA
• Dott. Ing. Luciano BERTINI
• Dott. Ing. Elio BIANCHI
• Geom. Pier Luigi BORIOTTI
• Dott. Mario BOSCHINI
• Dott. Ing. Ferruccio BRESSANI
• Dott. Ing. Maichi CANTELLO
• Sig. Maurizio CATELLANI
• Dott. Ing. Edoardo COBIANCO
• Geom. Giancarlo CORACINA
• Dott. Ing. Giulio COSTA
• Dott. Ing. Roberto DEL PONTE
• Sig.Vittorio DEL VIGO
• Dott. Ing. Luigi EVANGELISTA
COLLEGIO DEI REVISORI DEI CONTI
• Dott. Alessandro PINTO (Presidente) • Prof. Ing. Alessandro PINI PRATO • Dott. Claudio SARTORE
264 Riv. Ital. Saldatura - n. 1 - Gennaio / Febbraio 2009
Istituto Italiano della Saldatura
Relazione della
Presidenza sulla
gestione dell’Istituto
nel 2008 e previsioni
per il 2009 *
• per l’ingegneria, l’assistenza tecnica
e la diagnostica e controlli non
distruttivi, 54% (54%).
1. Risultato complessivo
Il risultato complessivo conseguito dall’Istituto Italiano della Saldatura nell’esercizio 2008 è da ritenersi molto soddisfacente.
2. Attività nel 2008
I ricavi dell’esercizio 2008 ammontano a
Euro 24 367 437 e, in termini percentuali per attività, sono distribuiti come
riportato nel grafico.
In particolare le percentuali delle attività
aggregate sono risultate pari a:
• per la formazione, il laboratorio, la
ricerca, la convegnistica e la pubblicità, 20% (20%);
• per la certificazione, 26% (26%);
2.1 Formazione
Nel 2008 la Divisione Formazione ha
migliorato i risultati conseguiti nel 2007
relativamente alle attività di Formazione
Teorica e ha mantenuto sostanzialmente
il livello del 2007 relativamente alla Formazione Pratica.
In particolare, per quanto riguarda le
attività principali:
• l’Area Formazione Teorica in Saldatura ha operato soprattutto con riferimento ai corsi, programmati e straordinari, di qualificazione per le Figure
Professionali in Saldatura, riconosciuti dall’International Institute of
We lding (IIW) e dall’European
We lding Federation (EWF); in
aggiunta va ricordato il IV Master in
Ingegneria della Saldatura, realizzato
in collaborazione con l’Università di
Taranto;
• l’Area Formazione nelle Prove Non
Distruttive ha proposto i tradizionali
Promozione
Normazione
2% (2%)
Certificazione
26% (26%)
Formazione
12% (12%)
Diagnostica
23% (22%)
Laboratorio
5% (5%)
corsi di Qualificazione nei cinque
metodi fondamentali (RT, UT, MT, PT
e VT), secondo la normativa europea
(UNI EN 473:2001), internazionale
(ISO 9712) e la raccomandazione statunitense ASNT SNT-TC-1A;
• l’Area Formazione in Microsaldatura
ha operato con grande profitto relativamente ai corsi di Qualificazione
secondo le specifiche dell’European
Space Agency (ESA), secondo le procedure dell’Association Connecting
Electronic Industries (IPC) e secondo
le norme nazionali; senza trascurare
le attività strutturate sulla base di specifiche esigenze del committente;
• l’Area Formazione Pratica nella Saldatura dei Metalli ha operato in modo
stabile, con riferimento ai processi
tradizionali, nonostante le difficoltà
dello specifico comparto;
• l’Area Formazione nella Saldatura
delle Materie Plastiche ha svolto attività didattica prevalentemente con
riferimento alla normativa italiana
(UNI 9737), relativa alla saldatura di
tubazioni e raccordi di polietilene per
la distribuzione di fluidi in pressione.
2.2 Laboratorio
Nel 2008 il Laboratorio ha migliorato,
rispetto all’anno precedente, il proprio
risultato consolidando le attività nei
settori di interesse tradizionale, come le
prove non distruttive, meccaniche e
metallografiche per la certificazione
*
Ricerca
1% (1%)
Ingegneria
6% (6%)
Assistenza Tecnica
25% (26%)
Le percentuali tra parentesi si riferiscono all’anno precedente.
Relazione sull’attività svolta dall’Istituto nel 2008,
Bilancio 2008 e previsioni per il 2009 (punti 1÷4),
Nota Integrativa 2008 (punto 5) e
Relazione del Collegio dei Revisori dei Conti
dell’IIS (punto 6), presentate all’Assemblea
Generale dei Soci, tenutasi a Genova nella
Sala Conferenze «Ugo Guerrera» dell’IIS
il 4 Maggio 2009.
Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2009 265
Relazione della Presidenza sulla gestione dell’Istituto nel 2008 e previsioni per il 2009
delle procedure di saldatura e dei saldatori (in questi settori l’Istituto ha deciso
di investire anche nell’ammodernamento
del parco macchine utensili al fine di
recuperare margini di produttività e
rispondere in modo esaustivo ai requisiti
di sicurezza previsti dalle moderne normative) e incrementando le attività di
maggiore impegno tecnico e scientifico,
come le indagini di avaria su componenti a pressione o su strutture metalliche e circuiti elettronici.
Al raggiungimento di questo obbiettivo,
è risultata significativa la collaborazione
con aziende manifatturiere leader nelle
costruzioni di componenti a pressione
per l’industria chimica, nelle costruzioni
navali e nell’industria automobilistica.
Nel settore della caratterizzazione dei
materiali di base e delle giunzioni
saldate, esposti a fenomeni di rottura
fragile o operanti in regime di scorrimento viscoso, è stato possibile impiegare le attrezzature a disposizione del
Laboratorio per l’intero anno.
2.3 Ricerca
Nell’anno 2008 sono proseguite le attività relative al progetto europeo ECONWELD, di durata triennale, avente quale
obbiettivo la realizzazione di attrezzature di tipo ergonomico ed ecologico per
le operazioni di saldatura. Nell’ambito
di questo progetto è stato fra l’altro realizzato un casco di saldatura di tipo innovativo, avente conformazione modificata
dei dotti di adduzione dell’aria e ottimizzata dal punto di vista fluodinamico. Il
casco è oggetto di procedura di brevettazione da parte dell’Ufficio Europeo del
Brevetto di Monaco.
Nel corso dell’anno sono iniziati i lavori
relativi a due nuovi progetti europei di
formazione professionale: EURODATA
e WELDICTION. Il primo con l’obbiettivo di permettere una gestione totalmente informatizzata degli esami per la
qualificazione delle Figure Professionali
in saldatura, il secondo con l’obbiettivo
di realizzare un dizionario di termini di
saldatura in tutte le lingue dei Paesi che
fanno parte dell’Unione Europea.
Le attività di ricerca sperimentale svolte
dall’Area Processi Speciali di Saldatura
sono state rivolte alla messa a punto, in
condizioni particolari, di processi di saldatura tradizionali e a studi di fattibilità
per l’applicazione del processo Laser e
del processo Friction Stir Welding (FSW).
266 Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2009
2.4 Manifestazioni Tecniche e
Pubblicazioni
Nel 2008 la Funzione Promozione, Relazioni Esterne e Normazione è stata
impegnata prioritariamente nell’organizzazione della settima edizione del Congresso Europeo sulle Tecnologie di
Giunzione (EUROJOIN 7) dell’European Welding Federation (EWF) che si
terrà, in concomitanza alla quinta edizione delle Giornate Nazionali di Saldatura (GNS5), nel Palazzo del Casinò di
Venezia Lido, il 21 e 22 Maggio 2009.
Contemporaneamente è stata portato a
termine un denso programma di manifestazioni tecniche di alto profilo (19 fra
seminari e convegni, alcuni dei quali in
collaborazione con altri Enti / Associazioni) che ha visto la partecipazione
complessiva di circa 900 esperti.
Per quanto concerne le pubblicazioni, la
Rivista Italiana della Saldatura ha pubblicato, nei 6 numeri del 2008, 47 articoli tecnico-scientifici e 58 rubriche
d’informazione. Infine è da segnalare la
pubblicazione, nel 2008, di ben 22
nuove dispense debitamente inserite a
catalogo.
2.5 Normazione e Studi
La “Commissione Saldature” dell’UNI,
la cui Segreteria e Presidenza sono affidate all’Istituto, ha svolto nel 2008 una
intensa attività rivolta principalmente
alla gestione dei documenti elaborati
dalle Unità di Lavoro del CEN TC 121
“Welding” e dell’ISO TC 44 “Welding
and allied processes” (circa 700 documenti), all’espletamento delle azioni per
la definizione del voto nazionale sulle
proposte di norma EN ed ISO (in
numero di 52) e all’adempimento dell’iter di recepimento delle norme
europee emesse (in numero di 20).
Per quanto riguarda le attività di normazione nazionale, è proseguita la revisione delle norme riguardanti la saldatura delle materie plastiche, elaborate
dalla Sottocommissione Saldatura/Uniplast, sulla base anche delle normative
europee sull’argomento recentemente
emesse dal CEN e dall’ISO.
Per quanto riguarda le attività internazionali, sono stati seguiti i lavori del
CEN riguardanti i Comitati Tecnici: 54
“Unfired Pressure Vessels”, 135 “Steel
Structures” e 138 “Non Destructive
Testing”, nonché i lavori dell’European
Welding Federation (EWF) e dell’Inter-
national Institute of Welding (IIW).
È da segnalare infine la partecipazione
di funzionari dell’Istituto all’Assemblea
Annuale dell’International Institute of
Welding (IIW), svoltasi dal 6 all’11
Luglio 2008 a Graz (Austria).
2.6 Certificazione
Nel corso del 2008 la Divisione Certificazione ha ulteriormente migliorato le
posizioni dell’anno precedente.
Nell’ambito della Certificazione dei
Sistemi Qualità è stato mantenuto il
numero complessivo dei contratti di certificazione aziendale UNI EN ISO 9001,
UNI EN ISO 14001 e UNI EN ISO 3834
dell’anno precedente, sebbene un
numero non insignificante di Società
abbia rinunciato alle certificazioni già in
essere, a causa di una riduzione delle
attività produttive. Si è nel frattempo
concluso l’iter di accreditamento da
parte del SINCERT per l’effettuazione
di attività di certificazione aziendale
secondo la norma UNI EN 15085, relativa alla valutazione dei requisiti di
qualità del processo di fabbricazione
mediante saldatura di aziende che
operano nel settore della realizzazione di
veicoli ferroviari.
La Certificazione di Prodotti ha incrementato rispetto all’anno precedente i
volumi di attività che hanno riguardato
la valutazione di conformità nel contesto
del Consorzio Europeo Certificazione
(CEC) a fronte delle Direttive 97/23/CE
(PED), 94/9/CE (ATEX), 99/36/CE
(TPED). Sono inoltre proseguite con
notevole successo le numerose attività di
servizio integrato nei confronti dei
grandi Utilizzatori di impianti industriali, soprattutto per le applicazioni
riguardanti le deroghe alla frequenza
delle verifiche periodiche ed alla denuncia delle tubazioni con riferimento al
DM n. 329/2004.
Nel 2008 l’attività di Certificazione
delle Procedure di Saldatura e degli
Attraversamenti Ferroviari ha sviluppato
i volumi dell’anno precedente.
Nell’ambito della Certificazione del Personale, è stato nuovamente consolidato
l’andamento positivo sia nel settore della
saldatura che dei controlli non distruttivi, avviando ulteriori interessanti iniziative all’estero. Sono infine state ratificate le autorizzazioni/accreditamenti di
nuove figure professionali, quali il saldatore subacqueo e l’analista metallurgista.
Relazione della Presidenza sulla gestione dell’Istituto nel 2008 e previsioni per il 2009
2.7 Ingegneria
L’incremento del volume di attività già
registrato nel 2007 per la Divisione Ingegneria è proseguito anche nel corso del
2008, consolidandosi le caratteristiche
spiccatamente specialistiche dei servizi.
Tuttavia, soprattutto alla luce delle
novità introdotte dalle recenti disposizioni legislative, sono aumentate anche
le richieste di prestazioni di carattere
globale, che hanno richiesto la fornitura
di attività a minore valore aggiunto; in
seguito a ciò è stato incrementato il
ricorso alla subfornitura, individuando e
qualificando alcuni subfornitori.
L’impegno dell’Area Affidabilità
Impianti nel settore degli studi di Risk
Based Inspection e dell’Area Calcolo e
Progettazione nei settori delle verifiche
di calcolo, della vita residua dei componenti e degli studi di “fitness for
service”, è stato mantenuto a livelli
significativi. L’Area Ingegneria di Processo, creata nel 2007, ha acquisito, nel
corso del 2008, alcuni incarichi relativi
all’ottimizzazione di processi produttivi
nel settore della raffinazione.
Nel 2008, inoltre, sono proseguite, in
collaborazione con il Laboratorio dell’Istituto, le attività di “failure analysis”
su campioni provenienti da cantieri italiani e stranieri.
Il potenziamento delle competenze, già
avviato nel 2007, è proseguito anche stabilendo legami sempre più stretti con
istituzioni internazionali quali l’American Petroleum Institute (API), che consentono alla Divisione Ingegneria di collocarsi fra i primi per quanto concerne la
quantità di studi RBI condotti da parte di
società non utilizzatrici di impianti.
2.8 Assistenza Tecnica in Saldatura
Nel corso del 2008 i funzionari della
Divisione Assistenza Tecnica in Saldatura sono stati impegnati costantemente
nella realizzazione di strutture e di componenti saldati.
Il settore Carpenteria ha svolto attività di
supervisione, in officina ed in cantiere,
presso i principali costruttori italiani di
strutture saldate, fra le quali si ricordano
le opere del Passante di Mestre, i ponti a
Torri di Quartesolo e a Trento, nonché
Principali aggregati di Conto Economico
Ricavi delle vendite e delle prestazioni
Risultato lordo prima delle imposte
un importante ponte destinato alla città
di Dallas. Nel campo delle strutture
civili si ricorda l’assistenza alla costruzione di una importante struttura aeroportuale destinata ad Abu Dhabi. Sono
proseguite le attività di consulenza ed
assistenza alla costruzione del Sardinia
Radiotelescope, così come le attività di
assistenza alla costruzione delle strutture
del MOSE.
Nel settore della Caldareria è proseguita
l’attività di supervisione alla costruzione
di reattori, forni, colonne e scambiatori
per l’industria chimica e petrolchimica.
Nel settore della produzione dell’energia
alcuni funzionari dell’Istituto sono stati
impegnati, quali ispettori di saldatura e
controllo qualità, nell’ambito della
costruzione di centrali a ciclo combinato.
I tradizionali lavori di assistenza nelle
fasi di manutenzione, presso tutti i principali impianti petrolchimici, sono proseguiti a ritmo intenso.
Per quanto riguarda i lavori all’estero,
funzionari dell’Istituto sono stati impegnati in interventi di sorveglianza alla
costruzione di impianti di dissalazione
negli Emirati Arabi, in Qatar e in
Kuwait, di una centrale a ciclo combinato in Albania e di altri manufatti
saldati in Francia, Germania e Cina.
2.9 Diagnostica e Controlli non
Distruttivi
Nel 2008 l’attività della Divisione Diagnostica e Controlli non Distruttivi è
proseguita in modo soddisfacente.
Le fermate generali di impianti petrolchimici e di raffineria, alle quali l’Istituto ha partecipato coinvolgendo anche
le altre Divisioni, sono state numerose.
È proseguito il lavoro svolto nel settore
dei depositi per lo stoccaggio di prodotti
petroliferi, per attività di consulenza ed
ispezione visiva e strumentale (con l’impiego del sistema di controllo a flusso
magnetico disperso “FloorScanner”),
nonché di assistenza ai lavori di manutenzione meccanica e di verniciatura.
Nel corso dell’anno è stato notevole
l’impegno, anche all’estero (Grecia),
relativo ad ispezioni di tubazioni fuori
terra mediante il sistema automatico ad
onde guidate “Wavemaker”. A testimo-
nianza dell’esperienza maturata nell’impiego di questa particolare tecnologia
diagnostica, nel 2008 l’Istituto ha
assunto il ruolo di coordinamento del
Gruppo di Lavoro UNI e del Gruppo di
Lavoro IIW, impegnati nella stesura di
norme sull’argomento.
Sono da menzionare le ispezioni su
apparecchi soggetti a rischio di danneggiamento da H2S umido, con l’impiego
di sistemi di controllo ultrasonoro automatizzati (TSCAN-PSCAN) che incrementano l’oggettività e la riproducibilità
dei risultati. Numerosi sono stati anche i
controlli effettuati per la ricerca di danneggiamenti da idrogeno a caldo, utilizzando tecniche di indagine e procedure
specificatamente messe a punto dall’Istituto.
Nel 2008 le attività di ispezione pre-servizio su nuovi componenti di impianto
(reattori, scambiatori, colonne, ecc.)
hanno avuto un forte incremento, mentre
è proseguita l’attività di assistenza alla
posa di metanodotti per conto di importanti società nazionali, con interventi
anche all’estero (Spagna), ed è stata
avviata l’attività di controllo su fasci
tubieri con tecniche a correnti indotte,
flusso magnetico disperso, campo
remoto e IRIS, mediante apparecchiature “multitechnology”.
3. Bilancio e personale
Le poste dello Stato Patrimoniale e del
Conto Economico sono commentate, ai
sensi dell’art. 2427 del Codice Civile,
nella Nota Integrativa al Bilancio.
Il valore della produzione dell’esercizio
2008 ammonta a Euro 24 367 437 e i
relativi costi ad Euro 20 666 948 generando un avanzo di Euro 3 700 489 che a
confronto con l’esercizio precedente
evidenzia un incremento di Euro
1 919 350 nella differenza tra valore e
costi della produzione.
Ai sensi dell’art. 2428 del Codice Civile
in merito alle novità introdotte dal Dlgs.
32/2007, viene esposta la sequenza del
valore della produzione e del risultato
economico prima delle imposte negli
ultimi 5 anni.
Anno 2008
Anno 2007
Anno 2006
Anno 2005
Anno 2004
24 084
21 288
17 783
16 554
16 348
4 288
2 271
2 170
1 931
2 840
Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2009 267
Relazione della Presidenza sulla gestione dell’Istituto nel 2008 e previsioni per il 2009
Nel prospetto sottostante viene esposto il
conto economico riclassificato secondo
il criterio della pertinenza gestionale ed
alcuni indicatori di redditività.
I crediti ve rso Clienti ammontano
ad Euro 9 686 069 e comprendono Euro
2 612 794 di ricavi per fatture da emettere al 31/12/2008.
I debiti, che in totale ammontano
ad Euro 5 997 764, comprendono Euro
1 336 319 di debiti verso Fornitori.
Nell’anno 2008 l’Istituto ha investito in
immobilizzazioni materiali per Euro
965 644 suddivise come segue: Euro
18 625 in immobili (costruzioni
leggere), Euro 744 007 per impianti,
macchinari e attrezzature, Euro 23 018
per automezzi, Euro 179 994 per attrezzature informatiche ed arredi ed Euro
72 425 per beni immateriali (software).
I beni immobili strumentali ammortizzabili, di proprietà dell’Istituto, risultanti
dal bilancio relativo all’esercizio in
corso alla data del 31 Dicembre 2007,
sono stati rivalutati in base al D.L.
185/2008 di un importo pari ad Euro
3 487 743.
Si attesta, ai sensi e per gli effetti di
quanto previsto dall’art. 11 comma 3
della Legge 342/2000 siccome richiamata dall’art. 15 comma 23 del D.L.
185/2008, convertito con modificazioni
dalla Legge 28/1/2009 n° 2, che i valori
iscritti in bilancio a seguito della rivalutazione effettuata sugli immobili non superano i valori effettivamente attribuibili ai
beni con riguardo ai valori correnti degli
stessi, determinati in base alle quotazioni
rilevate dal mercato immobiliare.
Il metodo utilizzato è quello della rivalu-
tazione del costo storico dei beni (ai
sensi del comma 23 dell’art.15 del citato
D.L. 185/2008) con applicazione di aliquote di ammortamento invariate
rispetto ai precedenti esercizi, il che
determina un conseguente allungamento
della vita utile dei beni.
Si precisa altresì, in relazione al metodo
utilizzato per dar corso alla predetta rivalutazione, che il costo rivalutato di
ciascun bene non supera quello di sua
sostituzione.
Le dismissioni di cespiti ammontano ad
Euro 277 404 e riguardano automezzi
per Euro 252 224 e macchine da ufficio
per Euro 25 180.
L’Istituto ha svolto attività di ricerca che
è commentata al paragrafo 2.3.
Nei confronti delle società ed organismi
partecipati i saldi a credito rappresentativi
di prestazioni di servizi sono i seguenti:
CEC - Consorzio Europeo Certificazione:
Euro 119 890 - RTM Spa: Euro 2 554;
inoltre, nei confronti di ANCCP Service
srl l’Istituto vanta un credito derivante
dalla concessione di un finanziamento
infruttifero di Euro 27 000.
I saldi a debito, rappresentativi di prestazioni di servizi, sono i seguenti: CEC Consorzio Europeo Certificazione: Euro
7 703 - Laboratorio T.O.S.I. srl: Euro
3 305.
Le imposte dell’esercizio sono state calcolate in Euro 1 289 013 per I.RE.S. corrente ed in Euro - 43 486 per I.RE.S. anticipata (totale I.RE.S. di competenza
dell’esercizio 2008 a conto economico
Euro 1 245 527) ed in Euro 547 520 per
I.R.A.P. corrente oltre ad Euro 45 519 per
I.R.A.P. anticipata (totale I.R.A.P. di
competenza dell’esercizio 2008 a conto
economico Euro 593 039).
L’organico dell’Istituto al 31 Dicembre
2008 contava 210 dipendenti fra cui 52
laureati e 96 diplomati.
Nell’anno 2008 non si sono registrati
infortuni mortali né infortuni gravi che
abbiano comportato una responsabilità
da parte dell’Istituto.
Analogamente nel suddetto esercizio
2008 non sono stati arrecati danni all’ambiente né sono state irrogate, da parte
delle Autorità competenti, sanzioni o pene
definitive per reati o danni ambientali.
Si propone ai Sigg.ri Associati di approvare il Bilancio dell’esercizio 2008 e di
destinare l’utile netto dell’esercizio, pari
ad Euro 2 449 256, ad incremento dell’Attività Netta.
4. Previsioni per il 2009
Nel 2009 è previsto, anche sulla base dei
risultati conseguiti nel primo trimestre,
un buon livello di attività.
Ai Sigg.ri Associati si propone per
approvazione il seguente preventivo per
l’anno 2009:
• Valore della produzione
Euro
25 000 000
• Costi della produzione
Euro
21 400 000
• Proventi finanziari al netto degli oneri
Euro
400 000
• Risultato prima delle imposte
Euro
4 000 000
Fino alla data odierna, non si sono verificati fatti di rilievo che possano influire
sull’andamento dell’Istituto.
CONTO ECONOMICO (in migliaia di Euro)
Ricavi delle vendite e delle prestazioni
Variazione rimanenze prodotti finiti e lavori in corso su ordinazione
Valore della produzione operativa
- Costi del personale
- Acquisti di servizi esterni e materiali
EBITDA caratteristico
+/- Risultato area accessoria
+/- Risultato dell'area finanziaria
EBITDA
- Ammortamenti / Accantonamenti
EBIT
Oneri finanziari
Imposte sul reddito d’esercizio
Risultato netto
ANNO 2008
24 084
99.4%
142
0.6%
24 226
100%
13 381
55.2%
5 737
23.7%
5 108
21.1%
62
0.2%
535
2.2%
5 705
23.5%
1 385
5.7%
4 320
17.8%
32
0.1%
1 839
7.6%
2 449
10.1%
ANNO 2007
21 288
99.7%
62
0%
21 350
100%
12 707
59.5%
5 410
25.3%
3 233
15.1%
-203
-1.0%
495
2.3%
3 525
16.5%
1 239
5.8%
2 286
10.7%
15
0.1%
1 462
6.8%
809
3.8%
Patrimonio netto
Capitale investito
24 526
34 119
-
18 693
28 808
-
INDICATORI DI REDDITIVITÀ:
ROE (Risultato netto/Patrimonio netto)
ROI (EBITDA caratteristico-ammort.ti e accanton.ti / Capitale investito)
ROS (EBITDA caratteristico-ammort.ti e accant.ti / Ricavi vendite e prest.ni)
10.0%
10.9%
15.5%
-
4.3%
6.9%
9.4%
-
268 Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2009
Relazione della Presidenza sulla gestione dell’Istituto nel 2008 e previsioni per il 2009
BILANCIO 2008
S TAT O PAT R I M O N I A L E
Parziali 2008
Esercizio 2008
Parziali 2007
Esercizio 2007
AT T I V O
B)
IMMOBILIZZAZIONI
03
01
02
03
04
01
02
I Immobilizzazioni immateriali
Software
Totale immobilizzazioni immateriali
II Immobilizzazioni materiali
Terreni e fabbricati
1.3 Immobili strumentali
Impianti e macchinari
Attrezzature industriali e commerciali
Altri beni
4.1 Automezzi
4.3 Mobili e macchine da ufficio
Totale immobilizzazioni materiali
III Immobilizzazioni finanziarie
Partecipazioni in:
c) altre imprese
Crediti
d.1 verso altri esigibili entro l’esercizio succ.
d.2 verso altri esigibili oltre l’esercizio succ.
Totale immobilizzazioni finanziarie
68 550
68 550
7 417 601
201 267
214 500
165 538
1 231 926
4 453 218
TOTALE IMMOBILIZZAZIONI (B)
C)
7 417 601
1 397 072
1 950
415 767
9 232 390
165 538
5 685 144
5 850 682
59 886
59 886
4 116 782
279 231
213 511
144 325
2 437 541
3 266 783
4 116 782
1 334 974
1 363
492 742
5 945 861
144 325
5 704 324
5 848 649
15 151 622
11 854 396
30 253
387 537
9 731
427 521
244 714
10 247
254 961
ATTIVO CIRCOLANTE
01
03
04
01
04-bis
04-ter
05
05
01
03
I Rimanenze
Materie prime, sussidiarie e di consumo
Lavori in corso su ordinazione
Prodotti finiti e merci
Totale rimanenze
II Crediti
Verso clienti
1.1 esigibili entro l’esercizio successivo
Crediti tributari
4 bis.1 esigibili entro l’esercizio successivo
4 bis.2 esigibili oltre l’esercizio successivo
Imposte anticipate
4 ter.1 esigibili entro l’esercizio successivo
4 ter.2 esigibili oltre l’esercizio successivo
Verso altri
5.1 esigibili entro l’esercizio successivo
5.2 esigibili oltre l’esercizio successivo
Totale crediti
9 686 069
9 686 069
10 541 108
10 541 108
1 377 565
321 844
1 699 409
1 318 250
321 844
1 640 094
1 412
511 508
512 920
1 820
513 134
514 954
383 978
952 611
426 189
626 948
1 053 137
13 749 293
III Attività finanziarie che non costituiscono
immobilizzazioni
Titoli di Stato
2 467 821
IV Disponibilità liquide
Depositi bancari e postali
Denaro e valori in cassa
Totale disponibilità liquide
2 793 255
7 850
2 801 105
2 924 298
6 021
2 930 319
18 931 434
16 934 573
TOTALE ATTIVO CIRCOLANTE (C)
D)
1 336 589
13 234 987
RATEI E RISCONTI
D2
Risconti attivi
TOTALE RATEI E RISCONTI (D)
TOTALE ATTIVO
36 129
19 878
36 129
19 878
34 119 185
28 808 847
Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2009 269
Relazione della Presidenza sulla gestione dell’Istituto nel 2008 e previsioni per il 2009
S TAT O PAT R I M O N I A L E
Parziali 2008
Esercizio 2008
Parziali 2007
Esercizio 2007
PA S S I VO
A)
PATRIMONIO NETTO
I
Capitale (Attività netta)
14 273 704
13 464 757
III Riserve di rivalutazione
5 291 115
1 908 004
VII Altre riserve
VII.5 Riserve vincolate per legge
VII.6 Altre riserve
IX
807 449
1 704 308
Utile dell’esercizio
2 511 757
807 449
1 704 308
2 511 757
2 449 256
808 946
24 525 832
18 693 464
Per imposte
Altri
65 612
65 612
1 160 103
TOTALE FONDI PER RISCHI ED ONERI (B)
65 612
1 225 715
C)
TRATTAMENTO FINE RAPPORTO LAVORO
3 519 334
3 533 218
D)
DEBITI
TOTALE PATRIMONIO NETTO (A)
B)
FONDI PER RISCHI ED ONERI
02
03
05
06
11
12
13
Acconti
5.1 Esigibili entro l’esercizio successivo
Debiti verso fornitori
6.1 Esigibili entro l’esercizio successivo
Debiti tributari
11.1 Esigibili entro l’esercizio successivo
Debiti v. Istituti previdenza e sicurezza sociale
12.1 Esigibili entro l’esercizio successivo
Altri debiti
13.1 Esigibili entro l’esercizio successivo
344 911
344 911
90 510
90 510
1 336 319
1 336 319
1 709 229
1 709 229
2 246 236
2 246 236
1 772 274
1 772 274
479 515
479 515
487 436
487 436
1 590 783
1 590 783
1 283 514
1 283 514
TOTALE DEBITI (D)
E)
5 997 764
5 342 963
RATEI E RISCONTI
E2
Risconti passivi
TOTALE RATEI E RISCONTI (E)
TOTALE PASSIVO E PATRIMONIO NETTO
270 Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2009
10 643
13 487
10 643
13 487
34 119 185
28 808 847
Relazione della Presidenza sulla gestione dell’Istituto nel 2008 e previsioni per il 2009
CONTO ECONOMICO
A)
01
02
03
05
VALORE DELLA PRODUZIONE
Ricavi delle vendite e delle prestazioni
Variazione rimanenze prodotti finiti e merci
Variazione dei lavori in corso su ordinazione
Altri ricavi e proventi
5.2 Ricavi e proventi diversi
Parziali 2008
06
07
08
09
10
11
14
COSTI DELLA PRODUZIONE
Per materie prime, suss., di consumo e merci
Per servizi
Per godimento di beni di terzi
Per il personale
a) salari e stipendi
b) oneri sociali
c) trattamento di fine rapporto
e) altri costi
Ammortamento e svalutazione
a) ammortamento immobilizzazioni immateriali
b) ammortamento immobilizzazioni materiali
d) svalutaz. crediti dell’attivo circ. e disp. liquide
Variazione delle rimanenze di materie prime
sussidiarie, di consumo e merci
Oneri diversi di gestione
140 847
9 994 555
2 384 214
600 532
402 108
63 761
1 165 924
155 039
- 30 253
TOTALE COSTI DELLA PRODUZIONE (B)
A-B
C)
16
17
DIFFERENZA VALORE/COSTI
PRODUZIONE
PROVENTI ED ONERI FINANZIARI
Altri proventi finanziari
d.4 proventi diversi: da altri
Interessi ed altri oneri finanziari
17.4 da altri
18
19
E)
20
21
22
23
RETTIFICHE VALORE ATTIVITÀ
FINANZIARIE
Rivalutazioni
a) di partecipazioni
Svalutazioni
a) di partecipazioni
140 847
Esercizio 2007
21 288 199
- 781
62 173
69 157
69 157
24 367 437
21 418 748
683 664
4 983 388
99 552
660 534
4 365 631
35 801
13 381 409
9 501 140
2 326 356
598 573
280 713
12 706 782
1 384 724
64 681
1 021 875
151 955
1 238 511
- 30 253
164 464
630 350
20 666 948
19 637 609
3 700 489
1 781 139
521 849
521 849
494 784
494 784
31 647
31 647
15 365
15 365
TOTALE PROVENTI E ONERI
FINANZIARI (C)
D)
Parziali 2007
24 084 283
- 516
142 823
TOTALE VALORE DELLA PRODUZIONE (A)
B)
Esercizio 2008
490 202
12 813
12 813
601
601
479 419
TOTALE DELLE RETTIFICHE (D)
12 212
PROVENTI ED ONERI STRAORDINARI
Proventi
20.1 plusvalenze da alienazione cespiti
20.3 sopravvenienze attive
Oneri
21.1 minusvalenze da alienazione cespiti
21.3 sopravvenienze passive
16 580
80 558
6 075
5 111
935
11 284
1 107
TOTALE PARTITE STRAORDINARIE (E)
84 919
10 079
RISULTATO PRIMA DELLE IMPOSTE
Imposte sul reddito dell’esercizio, correnti
differite ed anticipate
UTILE DELL’ESERCIZIO
4 287 822
1 836 533
2 033
1 838 566
2 449 256
2 270 637
1 356 605
105 086
1 461 691
808 946
Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2009 271
Relazione della Presidenza sulla gestione dell’Istituto nel 2008 e previsioni per il 2009
5. Nota integrativa al Bilancio
chiuso al 31/12/2008
Il Bilancio relativo all’esercizio 2008,
che sottoponiamo alla Vostra approvazione costituito da Stato Patrimoniale,
Conto Economico e Nota Integrativa, è
stato redatto in ottemperanza alle disposizioni degli articoli 2423 e seguenti del
Codice Civile.
In particolare, sono state rispettate le
clausole generali di costruzione del bilancio (art. 2423 del Codice Civile), i suoi
principi di redazione (art. 2423 bis) ed i
criteri di valutazione stabiliti per le
singole voci (art. 2426), senza applicazione di alcuna delle deroghe previste
dall’art. 2423 comma 4 del Codice Civile.
Lo Stato Patrimoniale ed il Conto Economico sono stati redatti secondo gli
schemi obbligatori previsti dal Codice
Civile nella versione successiva alle
modifiche portate dal Dlgs. 17 Gennaio
2003 n. 6.
Il Bilancio dell’esercizio chiuso al 31
Dicembre 2008 è stato redatto in unità di
Euro.
In ossequio alle disposizioni dell’art.
2423 ter del Codice Civile, è stato indicato, per ciascuna voce dello Stato Patrimoniale e del Conto Economico, l’importo corrispondente dell’esercizio
precedente.
Nella costruzione del bilancio al 31
Dicembre 2008 sono state adottate le
seguenti convenzioni di classificazione:
a) le voci della sezione attiva dello Stato
Patrimoniale sono state classificate in
base alla relativa destinazione aziendale, mentre nella sezione del passivo
le poste sono state classificate in funzione della loro origine.
Con riferimento alle voci che richiedono la separata evidenza dei crediti e
dei debiti esigibili entro, ovvero oltre,
l’esercizio successivo, si è seguito il
criterio della esigibilità giuridica
(negoziale o di legge), prescindendo
da previsioni sulla effettiva possibilità
di riscossione entro l’esercizio successivo;
Descrizione
b) il Conto Economico è stato compilato
tenendo conto di tre distinti criteri di
classificazione, e precisamente:
- la suddivisione dell’intera area
gestionale nelle quattro sub aree
identificate dallo schema di legge;
- il privilegio della natura dei costi
rispetto alla loro destinazione;
- la necessità di dare corretto rilievo
ai risultati intermedi della dinamica di formazione del risultato di
esercizio.
5.1 Criteri di valutazione (Art. 2427
C.1 N. 1)
La valutazione delle voci di bilancio
è stata effettuata ispirandosi ai principi
generali di prudenza e di competenza,
nella prospettiva della continuazione
d e l l a a t t iv i t à a z i e n d a l e e t e n e n d o
conto della funzione economica di ciascuno degli elementi dell’attivo e del
passivo.
I criteri di valutazione adottati per le
singole poste di bilancio sono aderenti
alle disposizioni previste dall’art. 2426
del Codice Civile, si sono utilizzati gli
stessi principi contabili adottati nell’esercizio precedente ad esclusione
della riclassifica del costo della redazione della rivista e della partecipazione
a manifestazioni. In particolare, i criteri
adottati per le singole voci di bilancio
sono i seguenti:
Immobilizzazioni immateriali
Sono rappresentate esclusivamente da
software (acquisito in proprietà o in
licenza a tempo indeterminato), iscritte
al costo di acquisto, comprensivo degli
oneri accessori di diretta imputazione, e
si riferiscono a costi aventi comprovata
utilità pluriennale, esposti nell’attivo di
bilancio al netto dei relativi ammortamenti imputati in tre anni a quote
costanti.
Immobilizzazioni materiali
Sono iscritte al costo storico di acquisizione maggiorato dei costi accessori di
diretta imputazione ad eccezione degli
Importo rivalutazione
Rivalutazione ex Legge 413/1991
Rivalutazione ex Legge 266/2005
Rivalutazione ex D.L. 185/2008
Totale
272 Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2009
152 871
2 136 964
3 487 743
5 777 578
Imposta sostitutiva
24 459
228 960
104 632
358 051
immobili strumentali, rivalutati di Euro
152 871 in base alla Legge 413/91, di
Euro 2 136 964 in base alla Legge
266/2005 e di Euro 3 487 743 in base al
D.L. 185/2008.
La rivalutazione totale iscritta a bilancio
al 31/12/2008 è pertanto pari ad Euro
5 777 578 e la riserva da rivalutazione
ammonta ad Euro 5 291 115 come riportato nella Tabella sottostante.
La rivalutazione dei beni immobili ai
sensi dell’art.15 del D.L. 29 Novembre
2008 n.185 è stata effettuata su tutti i
beni immobili di proprietà dell’Istituto
iscritti nella categoria contabile degli
immobili strumentali ammortizzabili
risultanti dal bilancio relativo all’esercizio in corso alla data del 31 Dicembre
2007.
Si attesta, ai sensi e per gli effetti di
quanto previsto dall’art. 11 comma 3
della Legge 342/2000 siccome richiamata dall’art. 15 comma 23 del D.L.
185/2008, convertito con modificazioni
dalla Legge 28/1/2009 n° 2, che i valori
iscritti in bilancio a seguito della rivalutazione effettuata sugli immobili non
superano i valori effettivamente attribuibili ai beni con riguardo ai valori correnti degli stessi, determinati in base alle
quotazioni rilevate dal mercato immobiliare.
Il metodo utilizzato è quello della rivalutazione del costo storico dei beni (ai
sensi del comma 23 dell’art. 15 del
citato D.L. 185/2008) con applicazione
di aliquote di ammortamento invariate
rispetto ai precedenti esercizi, il che
determina un conseguente allungamento
della vita utile dei beni.
Si precisa altresì, in relazione al metodo
utilizzato per dar corso alla predetta rivalutazione, che il costo rivalutato di
ciascun bene non supera quello di sua
sostituzione.
Il valore dei terreni, incorporato nel
costo storico e forfettariamente determinato nella misura del 20% del valore
totale dei beni immobili, è stato escluso,
nella suddetta misura percentuale, dal
calcolo della rivalutazione.
Utilizzi riserva
128 412
0
0
128 412
Riserva da rivalutazione
al 31/12/2008
0
1 908 004
3 383 111
5 291 115
Relazione della Presidenza sulla gestione dell’Istituto nel 2008 e previsioni per il 2009
Ai sensi del D.L. 223/2006 (convertito
nella Legge 248/2006), dal costo storico
degli immobili a bilancio è stato scorporato, ai fini dell’esclusione dal calcolo
degli ammortamenti, l’importo forfetario del 20% a titolo di costo storico delle
aree occupate dagli immobili. L’importo
scorporato è pari ad Euro 787 323.
Tali beni sono esposti nell’attivo di
bilancio al netto dei relativi fondi di
ammortamento.
Gli ammortamenti dell’esercizio sono
stati calcolati sulla base delle aliquote
fiscalmente consentite; sono stati inoltre
contabilizzati ammortamenti anticipati per
Euro 337 867 (per beni acquisiti nell’anno
2008: Euro 71 251 e per beni acquisiti
negli anni 2006 e 2007: Euro 266 616).
Si ritiene che gli ammortamenti, anche
anticipati, calcolati nel corso della vita
dei cespiti, rappresentino il reale deperimento dovuto al più intenso utilizzo di
questi ultimi e tengano anche in conto
l’effettiva maggiore obsolescenza dei
beni tecnologicamente più avanzati.
I valori delle immobilizzazioni materiali
iscritti all’attivo del bilancio al 31
Dicembre 2008 rappresentano quindi la
reale residua possibilità di utilizzo di tali
cespiti.
Le aliquote ordinarie utilizzate sono le
seguenti:
Impianti
(Gruppo VII - specie 1^/a)
12%
Fabbricati
(Gruppo VII - specie 23^)
3%
Costruzioni leggere
(Gruppo VII - specie 23^)
10%
Macchinari
(Gruppo VII - specie 23^)
15.50%
Attrezzature
(Gruppo VII - specie 23^)
35%
Automezzi
(Gruppo VII - specie 23^)
25%
Mobili ufficio
(Gruppo VII - specie 23^)
12%
Macchine elettroniche ed elettriche
(Gruppo VII - specie 23^)
20%
Immobilizzazioni finanziarie
Esse sono costituite:
• da partecipazioni in società e con-
Descrizione
sorzi, acquisite a scopo di investimento durevole e come tali valutate al
minore tra il costo sostenuto e la frazione di patrimonio netto corrispondente;
• da investimenti in polizze assicurative
di capitalizzazione ed in polizze di
assicurazione a copertura del futuro
esborso del TFR dei dipendenti e
come tali valutate al valore attuale al
31 Dicembre 2008.
Rimanenze
I lavori in corso sono costituiti sia dai
servizi non aventi durata ultra annuale
valutati sulla base dei costi sostenuti nell’esercizio sia da attività di ricerca ultra
annuale valutata a stato di avanzamento
in base ai proventi da ricevere.
Per quanto riguarda le rimanenze di prodotti finiti e merci sono rappresentate da
pubblicazioni e supporti multi-mediali
valutate all’ultimo costo d’acquisto.
Le rimanenze per materie prime, sussidiarie e di consumo sono costituite
esclusivamente da materiali di consumo
prevalentemente utilizzati dal laboratorio e dalla scuola di saldatura dell’Istituto oltre che da materiale anti-infortunistico quali i dispositivi di protezione
individuale del lavoratore.
Crediti
I crediti sono iscritti secondo il loro
valore nominale ad eccezione dei crediti
verso clienti che sono esposti al netto dei
fondi svalutazione accantonati ed includono ricavi da fatturare al 31/12/2008
per Euro 2 612 794.
Sul fondo svalutazione tassato è stata
calcolata l’IRES anticipata.
Il fondo è stato incrementato di Euro
42 012 per accantonamento dello 0.5%
del valore dei crediti commerciali al
31/12/2008 oltre che di Euro 1 160 103,
giusta delibera del Comitato Direttivo in
data 26 Marzo 2009 che ha destinato il
fondo rischi diversi a copertura del
rischio di svalutazione crediti.
L’incremento totale del fondo nell’esercizio 2008 risulta pertanto di Euro
1 202 115.
31.12.2007
INCREMENTI
Poste numerarie e di patrimonio netto
Sono valutate al valore nominale.
Fondi per rischi
Il Comitato Direttivo, su proposta
dei Revisori dei Conti, con delibera del
26 Marzo 2009, ha destinato il fondo
rischi diversi a copertura dei rischi di
svalutazione crediti.
Trattamento di fine rapporto
È stato calcolato secondo quanto previsto dall’art. 2120 del Codice Civile e
rappresenta il debito certo maturato nei
confronti dei lavoratori dipendenti alla
data di chiusura dell’esercizio sia per la
parte relativa all’ accantonamento che
permane presso l’azienda sia per la parte
di accantonamento trasferita al fondo
tesoreria presso l’INPS- Istituto Nazionale per la Previdenza Sociale.
Debiti
Sono valutati al valore nominale. In tale
voce sono accolte passività certe e determinate, sia nell’importo che nella data di
sopravvenienza.
Ratei e risconti
Sono stati determinati in base al criterio
di competenza economico-temporale dei
costi e dei ricavi ai quali si riferiscono.
5.2 Movimenti delle immobilizzazioni
(Art. 2427 C.1 N. 2)
Vengono esposte le movimentazioni
delle immobilizzazioni immateriali e
materiali evidenziandone distintamente
per ciascuna categoria: il costo di acquisto, gli ammortamenti, le acquisizioni, le
alienazioni ed il valore netto d’iscrizione
in bilancio. Esse sono riportate nei prospetti seguenti.
AMMORTAM.
31.12.2008
B) Immobilizzazioni
I - Immobilizzazioni immateriali
03. Software
59 886
72 425
63 761
68 550
Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2009 273
Relazione della Presidenza sulla gestione dell’Istituto nel 2008 e previsioni per il 2009
Voci dello
Stato Patrimoniale
Costo
storico al
31/12/07
Fondo
Ammort.to
al
31/12/07
Valore
contabile
al
01/01/08
Acquisti /
Rivalutazione
2008
Ammort.
ordinario
2008
Ammort.
anticipato
2008
Dismiss.
2007
Util.
Fondo
2008
Valore a
Bilancio
31/12/08
Immobili strumentali (1)
6 514 148
2 397 366
4 116 782
3 506 368
200 025
5 524
0
0
7 417 601
Impianti e macchinari
7 352 481
6 017 507
1 334 974
736 985
413 665
261 222
0
0
1 397 072
Attrezzature ind/comm.
107 210
105 847
1 363
7 022
5 281
1 154
0
0
1 950
Automezzi
1 045 385
766 154
279 231
23 018
100 982
0
252 224
252 224
201 267
Mobili e macch. ufficio
1 652 727
1 439 216
213 511
179 994
108 103
69 967
25 180
24 245
214 500
16 671 951
10 726 090
5 945 861
4 453 387
828 057
337 867
277 404
276 469
9 232 390
Totali
(1) La voce Immobili strumentali include:
Rivalutazioni (per Euro 5 777 578) ai sensi delle leggi:
Legge 413/1991 per Euro 152 871;
Legge 266/2005 per Euro 2 136 964;
D.L. 185/2008 per Euro 3 487 743.
Terreni a titolo di aree occupate dagli immobili per Euro 787 323.
I movimenti dell’esercizio relativi alle immobilizzazioni finanziarie vengono riportati nella tabella sottostante:
Descrizione
31.12.2007
INCREMENTI
DECREMENTI
31.12.2008
144 325
21 813
600
165 538
02. Crediti
d.1 verso altri esigibili entro l’esercizio successivo
Prestiti a dipendenti
Polizza a capitalizzazione Fondiaria SAI
Immobilizzazioni finanziarie
2 437 541
37 770
2 389 613
10 158
1 278 362
36 047
1 242 315
0
2 483 977
43 595
2 430 224
10 158
1 231 926
30 222
1 201 704
0
d.2 verso altri esigibili oltre l’esercizio successivo
Polizza a capitalizzazione
Polizza cumulativa dipendenti
Depositi cauzionali
Prestiti a dipendenti
3 266 783
1 156 401
2 077 323
4 291
28 768
2 562 673
2 479 425
69 729
13 319
14 200
1 390 238
1 156 402
202 891
723
30 222
4 453 218
2 479 424
1 944 161
16 887
12 746
B) Immobilizzazioni
III - Immobilizzazioni finanziarie
01. Partecipazioni in:
c) altre imprese
Le rettifiche di valore delle attività
finanziarie ammontano ad Euro 12 212;
per quanto attiene alle rivalutazioni, si
riferiscono a quote assegnateci gratuitamente in precedenti esercizi dalla
ANCCP srl per Euro 12 813 mentre, per
quanto attiene alle svalutazioni, ammontano ad Euro 601 e si riferiscono all’allineamento al minore tra il costo sostenuto
e la frazione di patrimonio netto corrispondente risultante dall’ultimo bilancio
approvato per: ANCCP Service srl di
Euro 345, CEC- Consorzio Europeo
Certificazione di Euro 251 ed Euroimpresa Scrl di Euro 5.
industriale ed allo sviluppo precompetitivo ammontano ad Euro 576 675 (Legge
296/2006 art. 1 commi da 280 a 283).
5.3 Costi di impianto e ampliamento,
costi di ricerca, di sviluppo e
pubblicità (Art. 2427 C.1 N. 3)
Il bilancio dell’esercizio chiuso al
31 Dicembre 2008 non presenta costi
capitalizzati di impianto, di ampliamento, di ricerca, di sviluppo e di pubblicità.
I costi dell’esercizio relativi alla ricerca
5.4 Variazioni altre voci dell’attivo e
del passivo (Art. 2427 C.1 N. 4)
Vengono evidenziate le variazioni intervenute nel corso dell’esercizio chiuso al
31 Dicembre 2008 nelle voci dell’attivo
patrimoniale diverse dalle immobilizzazioni, nonché del passivo. Esse sono
riportate nel prospetto della pagina
seguente.
274 Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2009
5.3-Bis Riduzione di valore delle
immobilizzazioni
(Art. 2427 C.1 N. 3-Bis)
Le immobilizzazioni immateriali e
materiali sono state sistematicamente
ammortizzate tenendo conto della
residua possibilità di utilizzazione, come
evidenziato in precedenza.
Non sussistono i presupposti per la svalutazione di alcuna delle immobilizzazioni iscritte in bilancio.
Con riferimento alla movimentazione
delle voci del patrimonio netto, esse
sono essenzialmente dovute all’accantonamento degli utili risultanti dalla
gestione dei vari esercizi destinati dall’Assemblea degli Associati ad incremento dell’attività netta.
Deve inoltre evidenziarsi la scelta
operata dal personale dipendente in
merito all’impiego del trattamento di
fine rapporto maturato nell’anno 2008.
In dettaglio:
• Euro 325 619 sono stati trasferiti (al
netto dei rimborsi per cessazioni ed
anticipazioni pari ad Euro 70 797) al
fondo tesoreria dell’INPS.
• Euro 82 280 sono inoltre stati canalizzati presso altri Enti quali: Previndai Fondo Pensione Dirigenti (Euro
59 245), banche e compagnie di assicurazione per i dipendenti sottoscrittori di piani individuali pensionistici
(Euro 23 035 - di cui Euro 2 734 alla
gestione FONDINPS).
Relazione della Presidenza sulla gestione dell’Istituto nel 2008 e previsioni per il 2009
Descrizione
31.12 .2007
INCREMENTI
DECREMENTI
31.12 .2008
C) Attivo circolante
I - Rimanenze
01.
Materie prime sussidiarie e di consumo
03.
Lavori in corso su ordinazione
04.
Prodotti finiti e merci
II - Crediti
01.
Verso clienti
1.1
esigibili entro l’esercizio successivo
04-bis Crediti tributari
4 bis.1 esigibili entro l’esercizio successivo
4 bis.2 esigibili oltre l’esercizio successivo
04-ter Imposte anticipate
4 ter.1 esigibili entro l’esercizio successivo
4 ter.2 esigibili oltre l’esercizio successivo
05.
Verso altri
5.1
esigibili entro l’esercizio successivo
5.2
esigibili oltre l’esercizio successivo
0
244 714
10 247
30 252
387 537
9 731
0
244 714
10 247
30 252
387 537
9 731
10 541 108
34 457 360
35 312 399
9 686 069
1 318 250
321 844
1 423 185
0
1 363 870
0
1 377 565
321 844
408
1 626
1 412
511 508
1 820
513 134
III - Attività finanziarie che non
costituiscono immobilizzazioni
05.
Titoli di Stato
IV - Disponibilità liquide
01.
Depositi bancari e postali
02.
Denaro e valori in cassa
D) Ratei e risconti
D2.
Risconti attivi
426 189
626 948
904 973
408 933
947 184
83 270
383 978
952 611
0
2 467 821
0
2 467 821
2 924 298
6 021
36 445 969
733 340
36 577 012
731 511
2 793 255
7 850
19 878
36 223
19 972
36 129
13 464 757
1 908 004
808 947
3 383 111
0
0
14 273 704
5 291 115
807 449
1 704 308
808 946
0
0
2 449 256
0
0
809 946
807 449
1 704 308
2 449 256
65 612
1 160 103
0
0
0
1 160 103
65 612
0
3 533 218
565 046
578 930
3 519 334
90 510
683 303
431 902
344 911
1 709 229
7 327 629
7 700 539
1 336 319
1 772 274
8 874 468
8 400 506
2 246 236
487 436
3 354 428
3 362 349
479 515
1 283 514
8 847 907
8 540 638
1 590 783
13 487
9 526
12 370
10 643
A) Patrimonio netto
I - Capitale (Attività netta)
III Riserve di rivalutazione
VII - Altre riserve
VII.5 Riserve vincolate per legge
VII.6 Altre riserve
IX Utile d’esercizio
B) Fondi per rischi ed oneri
02.
Per imposte
03.
Altri
C) Trattamento fine rapporto lavoro
D) Debiti
05.
Acconti
05.1 esigibili entro l’esercizio successivo
06.
Debiti verso fornitori
06.1 esigibili entro l’esercizio successivo
11.
Debiti tributari
11.1 esigibili entro l’esercizio successivo
12.
Debiti v. Ist. previdenza sicurezza soc.
12.1 esigibili entro l’esercizio successivo
13.
Altri debiti
13.1 esigibili entro l’esercizio successivo
E) Ratei e risconti
E2.
Risconti passivi
5.5 Elenco delle partecipazioni
(Art. 2427 C.1 N. 5)
Le partecipazioni in altre Imprese comprendono la partecipazione nei seguenti
organismi:
Si precisa che l'Istituto non detiene partecipazioni di controllo e/o che comportino responsabilità illimitata.
•
•
•
•
•
•
•
Agenzia Nazionale di Certificazione Componenti
e Prodotti s.r.l. - ANCCP
Euroimpresa Legnano s.c.r.l.
SV.E.V.O. - Sviluppo Europeo Valide Opportunità s.c.r.l.
Laboratorio T.O.S.I.Tecnici Organizzati al Servizio
delle Imprese s.r.l.
CEC - Consorzio Europeo Certificazione
ANCCP Service srl
RTM - Istituto Ricerche di Tecnologia Meccanica e
per l’Automazione Spa
Euro
Euro
Euro
74 788
13 685
1 033
Euro
Euro
Euro
4 960
44 417
11 655
Euro
15 000
Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2009 275
Relazione della Presidenza sulla gestione dell’Istituto nel 2008 e previsioni per il 2009
5.6 Crediti e debiti di durata residua
superiore a 5 anni - debiti assistiti
da garanzie reali (Art. 2427 C.1 N. 6)
Nel bilancio si evidenzia un credito di
Euro 119 329 versato “a titolo di acconto
prezzo” in sede di stipula del preliminare
di compravendita tra Istituto Italiano
della Saldatura ed Euroimmobiliare
Legnano srl a firme autenticate dal
Notaio Carla Fresca Fantoni in data 10
Ottobre 2007 e registrato in data
17/10/2007 al Numero 24008, T1 presso
l’Agenzia delle Entrate di Milano.
Tale contratto preliminare ha per oggetto
due porzioni del fabbricato sito in via Pisacane 46 e precisamente: “piani secondo e
terzo dell'edificio A3” (locali da adibire
a laboratorio di ricerca e certificazione).
Con il suddetto atto l’Istituto Italiano
della Saldatura ha assunto l'impegno al
saldo di Euro 13 259 + IVA entro e non
oltre il 31/07/2016, successivamente alla
scadenza dell'esistente diritto di superficie sull'immobile a favore del Comune
di Legnano che si estinguerà il
30/06/2016.
Non esistono debiti assistiti da garanzie
reali.
5.6-Bis Variazioni significative dei
cambi valutari
(Art. 2427 C. 1 N. 6-Bis)
Non vi sono crediti e/o debiti denominati
in valuta straniera espressi in bilancio al
31 Dicembre 2008.
5.6-Ter Operazioni con obbligo di
retrocessione a termine
(Art. 2427 C.1 N. 6-Ter)
Non sono stati stipulati contratti e/o operazioni che comportino obbligo di retrocessione a termine.
5.7 Ratei e risconti, altri fondi e altre
riserve (Art. 2427 C.1 N. 7)
La composizione della voce “ratei e
risconti” dell’attivo patrimoniale è interamente costituita da risconti, iscritti allo
scopo di imputare all’esercizio successivo i seguenti costi:
•
•
•
canoni per servizi
premi assicurativi
altri
Euro
Euro
Euro
32 922
866
2 341
Anche la voce “ratei e risconti” del
passivo è costituita da soli risconti, la cui
composizione è la seguente:
•
•
•
canoni locazione attivi
abbonamenti
interessi su prestiti a dipendenti
Euro
Euro
Euro
3 408
5 590
1 645
5.7-Bis Composizione del patrimonio
netto (Art. 2427 C.1 N. 7-Bis)
La composizione del Patrimonio netto, la
disponibilità delle riserve per operazioni
sul capitale, la distribuzione delle riserve,
nonché le utilizzazioni effettuate negli
ultimi tre esercizi sono riassunte di seguito:
I III VII -
La voce Attività netta, negli ultimi tre
esercizi, ha subito le seguenti movimentazioni (tutte derivanti da riporto utili a
nuovo ad incremento della voce stessa):
•
•
•
Capitale sociale (Attività netta)
Riserve da rivalutazione
Altre riserve:
Riserva in sospensione di imposta (D.L. n. 429/82)
Fondo studi e ricerche
Fondo attrezzatura laboratorio
Euro 14 273 703
Euro 5 291 115
Euro
Euro
Euro
807 449
981 268
723 040
Anno 2006
Da Euro 11 868 411 ad Euro 12 631 954 (Euro 763 543 per utili es. 2005).
Anno 2007
Da Euro 12 631 954 ad Euro 13 464 757 (Euro 832 803 per utili es. 2006).
Anno 2008
Da Euro 13 464 757 ad Euro 14 273 704 (Euro 808 946 per utili es. 2007).
5.8 Oneri finanziari capitalizzati
(Art. 2427 C.1 N. 8)
Non sussistono.
5.9 Impegni non risultanti dallo stato
patrimoniale (Art. 2427 C.1 N. 9)
Non sussistono.
5.10 Ripartizione dei ricavi
(Art. 2427 C.1 N. 10)
L’Istituto ha continuato ad operare nei
suoi settori storici di attività. Allo scopo
si ritiene opportuno fornire le informazioni relative alla ripartizione dei ricavi
per tipologia di attività.
276 Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2009
•
•
•
•
•
•
•
•
Formazione
Certificazione
Laboratorio
Ricerca
Diagnostica
Assistenza Tecnica
Ingegneria
Promozione e Normazione
Euro
Euro
Euro
Euro
Euro
Euro
Euro
Euro
2 922 354
6 370 994
1 197 269
210 538
5 480 626
6 166 616
1 407 163
423 312
12.1%
26.3%
5.0%
0.9%
22.7%
25.5%
5.8%
1.7%
Relazione della Presidenza sulla gestione dell’Istituto nel 2008 e previsioni per il 2009
Per quanto riguarda la ripartizione su
base territoriale dei ricavi, la quota della
produzione realizzata all’estero risulta
pari al 2%.
5.11 Proventi da partecipazioni
(Art. 2427 C.1 N. 11)
Non sussistono.
5.12 Interessi ed altri oneri finanziari
(Art. 2427 C.1 N. 12)
Gli oneri finanziari iscritti alla voce
C.17 si riferiscono alle commissioni ed
alle spese bancarie e postali per operazioni e tenuta conti per Euro 13 263, al
disaggio di emissione titoli di Stato per
Euro 15 880, agli interessi di mora di cui
al Dlgs. 231/2002 (che sono maturati
nei confronti dei fornitori di beni e servizi
alla data del 31 Dicembre 2008) per
Euro 2 412.
5.13 Proventi ed oneri straordinari
(Art. 2427 C.1 N. 13)
La voce “proventi e oneri straordinari”
accoglie i componenti di reddito non
riconducibili alla gestione ordinaria dell’Istituto. Segnaliamo che le plusvalenze
sono state generate dalla alienazione di
automezzi e macchine da ufficio.
Le sopravvenienze attive e passive comprendono proventi e oneri non previsti
negli esercizi precedenti.
5.14 Imposte anticipate e differite
(Art. 2427 C.1 N. 14)
Le imposte anticipate sono state iscritte
su tutte le differenze temporanee rilevate
tra il reddito imponibile e l’utile prima
delle imposte ipotizzando redditi imponibili sufficienti a riassorbire le differenze
temporanee sotto-indicate nell’arco temporale considerato. Per ciascuno dei
componenti sono indicate le imposte
anticipate con una aliquota IRES del
27.5% ed una aliquota IRAP del 3.90%.
Non vi sono imposte differite da iscrivere
in bilancio (vedi Tabella in alto).
5.15 Numero medio dei dipendenti
(Art. 2427 C.1 N. 15)
L’Istituto ha avuto un numero medio di
dipendenti nel corso dell’anno pari a 209
suddivisi in:
Dirigenti
10
Impiegati 199
Voci
2007
Rappresentanza e omaggi:
Anno 2004
Anno 2005
Anno 2006
Anno 2007
Fondo imposte
Fondo svalutazione crediti
Fondo ammort.immob.materiali
Fondo ammort. immob. L. 266/05
Totale
IRES 27.5%
IRAP 3.90%
Totale al 31/12/2008
Rappresentanza e omaggi:
Anno 2003
Anno 2004
Anno 2005
Anno 2006
Anno 2007
Fondo rischi diversi
Fondo imposte
Fondo svalutazione crediti
Fondo amm. immob. L. 266/05
Totale
IRES 27.5%
IRAP 3.90%
Totale al 31/12/2007
2008
2009
1 301
1 530
1 438
1 529
65 612
1 287 141
266 616
192 327
1 817 494
499 811
10 286
510 097
2010
2011
1 530
1 438
1 529
1 438
1 529
1 529
4 497
1 237
175
1 412
2 967
816
116
932
1 529
420
60
480
1 278
1 301
1 530
1 438
1 529
1 160 103
65 612
228 446
192 327
1 653 564
1 301
1 530
1 438
1 529
1 530
1 438
1 529
1 438
1 529
5 798
4 497
2 967
454 730
55 580
510 310
1 594
226
1 820
1 237
175
1 412
816
116
932
Totale
1 301
3 060
4 314
6 116
65 612
1 287 141
266 616
192 327
1 826 487
502 284
10 637
512 921
1 278
2 602
4 590
5 752
1 529
7 645
1 160 103
65 612
228 446
192 327
1 529 1 668 355
421
59
480
Differenza 2008/2007 IRES
Differenza 2008/2007 IRAP
Differenza 2008/2007 Totale
43 486
- 45 519
- 2 033
5.16 Compensi corrisposti ad
amministratori e sindaci
(Art. 2427 C.1 N. 16)
I compensi agli Amministratori (Presidente, Comitato Direttivo, Revisori dei
Conti) sono stati determinati da delibera
assunta dall’Assemblea degli Associati,
come in appresso:
Amministratori
458 798
56 156
514 954
Euro 62 229
5.17 Composizione del capitale sociale
(Art. 2427 C.1 N. 17)
È costituito dagli utili risultanti dalla
gestione dei vari esercizi e destinati
dall’Assemblea ad incremento dell’Attività netta.
5.18 Azioni di godimento e
obbligazioni convertibili
(Art. 2427 C.1 N. 18)
Non sussistono.
5.19 Strumenti finanziari
(Art. 2427 C.1 N. 19)
L’Istituto non ha emesso strumenti
finanziari.
5.19-Bis Finanziamenti dei soci
(Art. 2427 C.1 N.19-Bis)
Non sussistono.
5.20 Patrimoni destinati ad uno
specifico affare (Art. 2427 C.1 N. 20)
Non sussistono.
5.21 Finanziamenti destinati ad uno
specifico affare (Art. 2427 C.1 N. 21)
Non sussistono.
5.22 Contratti di leasing finanziario
(Art. 2427 C.1 N. 22)
L’Istituto non ha in corso contratti di
leasing finanziario avendo in essere
esclusivamente contratti di locazione
operativa per le macchine fotocopiatrici
degli uffici regionali.
Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2009 277
Relazione della Presidenza sulla gestione dell’Istituto nel 2008 e previsioni per il 2009
Rendiconto finanziario
Esercizio 2008
Esercizio 2007
Fonti di finanziamento:
Liquidità generata dalla gestione reddituale dell'esercizio:
Risultato d'esercizio
2 614 580
808 946
63 761
828 057
64 681
1 021 875
133 082
39 337
863 123
- 59 314
75 353
- 272 968
- 16 251
127 485
- 380 962
371 913
- 11 350
307 270
- 2 845
0
- 1 160 103
45 055
- 61 392
- 2 617 114
-125 155
105 086
-574 219
- 6 324
- 3 107
671 885
135 726
101 817
380 101
- 104
0
600 532
- 610 987
598 573
-394 966
2 161
0
3 511 874
151 364
- 72 425
- 965 644
- 60 800
- 1 880 207
Totale impieghi di liquidità
- 1 038 069
- 1 941 007
Variazione della liquidità
2 473 805
- 1 789 643
6 476 333
8 950 138
8 265 976
6 476 333
2 473 805
- 1 789 643
Ammortamento delle immobilizzazioni immateriali
Ammortamento delle immobilizzazioni materiali
Variazione delle immobilizzazioni finanziarie
Variazione rimanenze
Variazione crediti verso clienti
Variazione crediti tributari
Variazione crediti per imposte anticipate
Variazione altri crediti
Variazione ratei e risconti attivi
Variazione debiti per acconti
Variazione debiti verso fornitori
Variazione debiti tributari
Variazione debiti verso Istituti di previdenza e sicurezza sociale
Variazione altri debiti
Variazione ratei e risconti passivi
Fondo imposte
Altri fondi per rischi ed oneri
Fondo trattamento di fine rapporto
Accantonamento
Utilizzo
Valore netto contabile delle immobilizzazioni materiali cedute
Totale fonti di liquidità
Impieghi di liquidità:
Acquisizione Immobilizzazioni immateriali
Acquisizione Immobilizzazioni materiali
Imposta sostitutiva sui cespiti rivalutati
Liquidità ad inizio esercizio
Liquidità a fine esercizio
Variazione della liquidità
5.23 Appendice
Ai sensi dell’art. 2423 C. 3 del Codice
Civile si rende noto che alla voce 22 del
Conto Economico sono esposte le
imposte afferenti l’esercizio 2008 e sono
ripartite come in appresso:
In merito alla fiscalità corrente l’Istituto
ha potuto avvalersi delle deduzioni ai
fini IRAP previste dalla normativa
vigente in tema di cuneo fiscale e di
incrementi occupazionali.
Si ritiene di aver fornito una informazione veritiera ed esaustiva nei punti da
1 a 22 e pertanto null’altro si ritiene di
dover aggiungere a titolo di informativa
complementare.
278 Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2009
Imposte correnti:
I.RE.S. corrente
I.R.A.P. corrente
Totale Imposte correnti
1 289 013
547 520
1 836 533
Imposte anticipate-differite 2008
I.RE.S. (accantonamento anticipate)
I.R.A.P. (utilizzo anticipate)
43 486
- 45 519
Totale movimenti imposte anticipate
- 2 033
Totale imposte di competenza per l’esercizio 2008
1 838 566
Relazione della Presidenza sulla gestione dell’Istituto nel 2008 e previsioni per il 2009
6. Relazione del Collegio dei
Revisori dei Conti sul Bilancio
al 31/12/2008
Il Collegio dei Revisori dei Conti della
Vostra Associazione, nel predisporre la
relazione al bilancio al 31/12/2008, ha
ritenuto opportuno uniformarsi alle
norme del Codice Civile ed ai principi di
revisione previsti per le società per
azioni, per quanto applicabili.
Parte prima
Relazione ai sensi dell’art. 2409-ter,
primo comma lettera c) del Codice
Civile
1. Abbiamo svolto la revisione contabile del bilancio d’esercizio dell’Ente Morale Istituto Italiano della
Saldatura chiuso al 31/12/2008. La
responsabilità della redazione del
bilancio compete all’organo amministrativo dell’Ente. È nostra la
responsabilità del giudizio professionale espresso sul bilancio e
basato sulla revisione contabile.
2. La revisione è stata pianificata e
svolta al fine di acquisire ogni elemento necessario per accertare se il
bilancio d’esercizio sia viziato da
errori significativi e se risulti, nel
suo complesso, attendibile.
Il procedimento di revisione comprende l’esame, sulla base delle
verifiche a campione, degli elementi
probativi a supporto dei saldi e delle
informazioni contenuti nel bilancio,
nonché la valutazione dell’adeguatezza e della correttezza dei criteri
contabili utilizzati e della ragionevolezza delle stime effettuate dagli
amministratori. Riteniamo che il
lavoro svolto fornisca una ragionevole base per l’espressione del
nostro giudizio professionale.
Per il giudizio relativo al bilancio
dell’esercizio precedente, i cui dati
sono presentati ai fini comparativi
secondo quanto richiesto dalla
legge, si fa riferimento alla relazione
emessa dal Collegio dei Revisori dei
Conti in allora in carica.
3. Il Collegio dei Revisori dei Conti ha
preso atto e condivide l’appostazione al fondo svalutazione crediti
della intera consistenza del fondo
rischi generico, quale risultante dal
bilancio al 31/12/2007, così come
evidenziato in Nota integrativa al
bilancio al 31/12/2008, ritenendo
vieppiù congrua la valorizzazione
dei crediti prudenzialmente svalutati
in ragione di quanto evidenziato.
4. A nostro giudizio, il sopramenzionato bilancio nel suo complesso è
redatto con chiarezza e rappresenta
in modo veritiero e corretto la situazione patrimoniale finanziaria e il
risultato economico dell’Ente Istituto Italiano della Saldatura per
l’esercizio chiuso al 31/12/2008, in
conformità alle norme che disciplinano il bilancio d’esercizio.
5. La responsabilità della redazione
della Relazione della Presidenza
compete agli amministratori dell’Ente. Il Collegio dei Revisori dei
Conti ha ritenuto opportuno esprimere un giudizio sulla coerenza
della Relazione della Presidenza con
il bilancio, in conformità e nei limiti
di quanto previsto dall’art. 2409-ter,
comma 2, lettera e) del Codice
Civile, per quanto applicabile. A tal
fine, abbiamo svolto le procedure
indicate dal principio di revisione n.
PR 001 emanato dal Consiglio
Nazionale dei Dottori Commercialisti e degli Esperti Contabili. A
nostro giudizio la relazione sulla
gestione è coerente con il bilancio
d’esercizio dell’Ente Istituto Italiano
della Saldatura al 31 Dicembre
2008.
Parte seconda
Relazione ai sensi dell’art. 2429 del
Codice Civile
1. Nel corso dell’esercizio abbiamo
svolto l’attività di vigilanza prevista
dalla legge. Mediante l’ottenimento
di informazione dai responsabili
delle rispettive funzioni, dall’esame
della documentazione trasmessaci,
abbiamo acquisito conoscenza e
vigilato, per quanto di nostra competenza, sull’adeguatezza della struttura organizzativa della società, del
sistema di controllo interno del
sistema amministrativo-contabile e
sulla sua affidabilità a rappresentare
correttamente i fatti di gestione,
mediante l’ottenimento di informazioni dai responsabili della funzione.
2. Abbiamo ottenuto dagli Amministratori informazioni sul generale
andamento della gestione e sulla sua
3.
4.
5.
6.
7.
8.
prevedibile evoluzione. Il Collegio
dei Revisori dei Conti non ha riscontrato operazioni atipiche o inusuali.
Nel corso dell’esercizio non sono
pervenute al Collegio dei Revisori
dei Conti denunce ai sensi dell’articolo 2408 del Codice Civile, né sono
pervenuti esposti.
Il Collegio dei Revisori dei Conti,
nel corso dell’esercizio, non ha rilasciato pareri ai sensi di legge.
Abbiamo partecipato alle adunanze
del Comitato Direttivo e del Consiglio Generale. Le stesse si sono
svolte nel rispetto delle norme statutarie, legislative e regolamentari che
ne disciplinano il funzionamento.
Possiamo ragionevolmente assicurare che le azioni deliberate sono
conformi alla legge ed allo statuto
sociale e non sono manifestamente
imprudenti, azzardate, in potenziale
conflitto di interesse o tali da compromettere l’integrità del patrimonio
sociale.
Abbiamo esaminato il bilancio
d’esercizio chiuso al 31/12/2008.
Per l’attestazione che il bilancio
d’esercizio al 31/12/2008 rappresenta in modo veritiero e corretto la
situazione patrimoniale e finanziaria
e il risultato economico della vostra
Associazione, ai sensi dell’articolo
2409-ter, terzo comma del Codice
Civile, rimandiamo alla prima parte
della nostra relazione.
Gli Amministratori, nella redazione
del bilancio, non hanno derogato
alle norme di legge ai sensi dell’art.
2423, quarto comma, del Codice
Civile.
Con riferimento alla rivalutazione
degli immobili ai sensi dell’art. 15
del D.L. 185/2008, gli amministratori, nella nota integrativa e nella
relazione, hanno precisato il metodo
utilizzato per l’effettuazione di detta
rivalutazione, nonché il criterio per
la determinazione del valore attribuibile, risultato uniforme per tutti i
beni rivalutati. Il criterio di rivalutazione adottato consiste nel criterio
del valore corrente, inteso quale
valore desumibile dal mercato
immobiliare. Il metodo di rivalutazione utilizzato è stato quello della
rivalutazione del costo storico dei
beni, con aliquote di ammortamento
invariate rispetto ai precedenti eser-
Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2009 279
Relazione della Presidenza sulla gestione dell’Istituto nel 2008 e previsioni per il 2009
9.
10.
11.
12.
cizi e conseguente allungamento
della vita utile dei beni.
Gli Amministratori hanno provveduto, nella Relazione della Presidenza, ad attestare la conformità del
valore attribuito a quanto richiesto
dall’art. 11 della Legge 342/2000.
Per quanto ci compete, a seguito
delle verifiche effettuate, si attesta,
ai sensi e per gli effetti di quanto
previsto dall’art. 11 comma 3 della
Legge 342/2000 siccome richiamata
dall’art. 15 comma 23 del D.L.
185/2008, convertito con modificazioni dalla Legge 28/1/2009 n° 2,
che i valori iscritti in bilancio a
seguito della rivalutazione effettuata
sugli immobili non superano i valori
effettivamente attribuibili ai beni
con riguardo ai valori correnti degli
stessi, determinati in base alle quotazioni rilevate dal mercato immobiliare.
Lo Stato Patrimoniale evidenzia
un patrimonio netto pari ad Euro
24 525 832 e si riassume nei valori
riportati nella Tabella a lato.
Dall’attività di vigilanza e controllo
non sono emersi fatti significativi
280 Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2009
Attività
Passività
- Patrimonio netto (escluso l’utile dell’esercizio)
- Utile (perdita) dell’esercizio
Euro
Euro
Euro
Euro
34 119 185
9 593 353
22 076 576
2 449 256
Il conto economico presenta, in sintesi, i seguenti valori:
Valore della produzione (ricavi non finanziari)
Costi della produzione (costi non finanziari)
Differenza
Proventi e oneri finanziari
Rettifiche di valore di attività finanziarie
Proventi e oneri straordinari
Risultato prima delle imposte
Imposte sul reddito
Utile (perdita) dell’esercizio
suscettibili di segnalazione o di
menzione nella presente relazione.
13. Per quanto precede, il Collegio dei
Revisori dei Conti non rileva motivi
ostativi all’approvazione del bilancio di esercizio al 31/12/2008, né ha
obiezioni da formulare in merito alla
proposta di deliberazione presentata
Euro
Euro
Euro
Euro
Euro
Euro
Euro
Euro
Euro
24 367 437
20 666 948
3 700 489
490 202
12 212
84 919
4 287 822
(1 838 566)
2 449 256
dalla Presidenza per la destinazione
dell’utile dell’esercizio.
Il Collegio dei Revisori dei Conti
Dott. Alessandro Pinto
Prof. Alessandro Pini Prato
Dott. Claudio Sartore
Corso di qualificazione per International Welding
Engineer,Technologist
Priolo 2009 - 2010
L’ISTITUTO ITALIANO DELLA SALDATURA organizza presso il proprio Ufficio Regionale
di Priolo (Viale Annunziata 18E, SR) un corso per International Welding Engineer /
Technologist, con struttura modulare, condensando le lezioni in quattro giorni al mese. La
formula ha riscosso nel tempo il gradimento del pubblico, poiché consente di limitare l’impegno
mensile garantendo, al tempo stesso, condizioni ideali all’apprendimento.
Oltre alla rinnovata collana di dispense - interamente a colori - sarà fornito ad ogni
partecipante anche un 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 chi desideri accedere alla qualificazione ad:
- International / European Welding Technologist, previsto il possesso di un diploma di
scuola superiore ad indirizzo tecnico (o equivalente), della durata di 5 anni;
- International / European Welding Engineer, laurea o diploma universitario in Ingegneria; in alternativa laurea in altre facoltà scientifiche, abbinata ad una comprovata esperienza
di saldatura.
Sono ammessi alle lezioni, in qualità di uditori, anche persone non in possesso dei titoli suddetti.
Calendario e sede delle lezioni
Il Corso prevede quattro materie di tipo teorico (svolte nelle Parti 1 e 3) ed una fase dedicata
all'addestramento pratico (Parte 2).
Il programma prevede una parte comune ad IWE ed IWT ed alcune parti dedicate ai soli IWE.
Il corso sarà tenuto presso l’Ufficio Regionale IIS di Priolo,Viale Annunziata 18E a partire dal
mese di Settembre 2009.
Orario delle lezioni
Il Corso sarà svolto nelle giornate programmate (Giovedì e Venerdì) con orario 9:00 ÷ 13:00
(al mattino) e 14:00 ÷ 18:00 (il pomeriggio).
Conseguimento del Diploma
Gli esami finali del corso saranno tenuti presso l’Ufficio Regionale IIS di Priolo al termine
delle lezioni, in date che saranno comunicate durante lo svolgimento delle lezioni.
Le domande di iscrizione agli esami dovranno essere indirizzate all'Area Certificazione Figure
Professionali (tel. 010 8341307, e-mail [email protected]).
Iscrizione al corso
La quota di partecipazione al Corso è pari a:
- 6.050,00 € (+ IVA), per i Welding Technologist
- 8.250,00 € (+ IVA), per i Welding Engineer
da corrispondersi mediante Bonifico bancario sul conto corrente 4500 Banca Popolare di
Milano (ABI 05584 CAB 01400 CIN I IBAN IT 31 I 0558401400000000004500), intestato
all'Istituto Italiano della Saldatura.
Informazioni
Per ulteriori informazioni è possibile rivolgersi all'Istituto Italiano della Saldatura, Ufficio
Regionale di Priolo (tel. 0931 760620, e-mail [email protected]), oppure alla Divisione
Formazione, Sede di Genova (tel. 010 8341371, e-mail [email protected]).
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Prospettive e peculiarità della lavorazione
con laser ad elevata qualità
J.P. Bergmann *
Sommario / Summary
Il rapido sviluppo di laser ad elevata potenza negli ultimi anni
del ventesimo secolo ha sicuramente dato una spinta maggiore all’utilizzo di tecnologie laser per la saldatura ed il
taglio. Proprio i primi anni del ventunesimo secolo hanno
portato con sé ottimizzazione e miglioramenti alle sorgenti
laser, che ne fanno tuttora degli ottimi strumenti per la produzione industriale.
L’obiettivo principale nella lavorazione industriale sta in
prima linea nelle elevate velocità di processo e nell’economicità globale del procedimento stesso. Proprio a queste due
richieste viene data una risposta di base grazie a nuovi concetti, come i cosiddetti laser in fibra oppure il laser a disco.
Entrambe le sorgenti sono laser a stato solido con lunghezza
d’onda tra 1060-1080 nm (in dipendenza degli elementi droganti), in cui grazie alla forma del medio attivo, effetti collaterali dovuti al riscaldamento dello stesso diminuiscono la
qualità del raggio.
L’articolo in oggetto ha come scopo principale quello di dare
alcune informazioni sulle possibilità e sugli accorgimenti da
utilizzare durante la lavorazione laser con sorgenti ad elevata
qualità. Lo sviluppo di processi con tali tipi di sorgenti è solamente iniziato ed ha raggiunto solo in alcuni casi la maturità
scientifica e applicativa. In molti altri casi si è solamente
all’inizio.
*
The latest development of new industrial laser sources lead in
the last years to high brilliances especially for solid state
laser as fiber and disc lasers. High brilliance, which is for the
practical use, represented by a low focal area and a low
divergence angle, allows a new approach to welding and
cutting processes.
Handling of high power and high brilliances requires a new
knowledge and sensitivity to the process itself as well as to
the layout for example of optical path. Due to the beam
quality very different conditions towards earlier processing
with lamp or diode pumped rod lasers are required.
The article wishes to give some basic information regarding
practical aspects and should only be a starting, in order to
better understand new processes, which are only partly
understood nowadays.
Keywords:
Automatic control; CO2 lasers; development; diode lasers;
fibre lasers; focal spot; keyholing; laser cutting; laser
welding; penetration; robots.
JENOPTIK Automatisierungstechnik GmbH - Jena (Germania).
Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2009 283
J.P. Bergmann - Prospettive e peculiarità della lavorazione con laser ad elevata qualità
Laser beam
d
α
BPP=d*α [mm*mrad]
1. Introduzione
284 Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2009
Figura 1 - Rappresentazione schematica del BPP.
d = 0.1 mm
Shift from the focal position [mm]
Figura 2 - Condizioni alla superficie del pezzo da lavorare in dipendenza del BPP (tratto da
O’Neill, 2004).
La Figura 2 si riferisce a diversi tipi di
sorgenti laser ed in particolare rappresenta l’effetto del BPP sulla lavorazione.
Per piccoli BPP, a
parità di diametro
del raggio focalizzato, la divergenza è molto
limitata, per cui
anche piccoli
spostamenti dal
fuoco in direzione parallela al
raggio stesso non
comportano una
riduzione drastica
dell’intensità di
potenza e quindi
Tratto da: Grupp / IPG
l’interruzione del
processo.
Di più, un piccolo
angolo di diver-
genza comporta la possibilità di lavorare
a distanze elevate tra l’ottica di focalizzazione ed il componente da lavorare
(Fig. 3).
Scanner o testa di
saldatura/taglio
Nd:YAG con
pompaggio a lampade
Nd:YAG tradizionale
con pompaggio a diodi
BPP decrescente
L’utilizzo del laser nella produzione
industriale è oramai una tecnologia
accertata per un diverso numero di
compiti che vanno per esempio dal
taglio alla saldatura.
In prima istanza i vantaggi del laser
nella lavorazione sono l’elevata intensità di potenza, che permette di concentrare l’apporto termico necessario in
una regione molto limitata, la possibilità
di lavorare senza contatto tra utensile
e componente e la possibilità di
lavorare anche a distanza (remote processing).
Dal punto di vista del materiale da lavorare è innanzitutto importante che il
raggio laser sia assorbito in superficie, di
modo che poi la radiazione laser sia
indotta in calore per la lavorazione.
Questo è dipendente dalla lunghezza
d’onda del raggio laser, dalle proprietà
della superficie del componente e dalla
struttura del materiale stesso.
Fino ad ora nella lavorazione industriale
hanno trovato posto laser a CO2, laser a
stato solido e laser su base di semiconduttori (diodi). Le diverse lunghezze
d’onda caratterizzano da parte del processo l’interazione tra componente e
raggio laser. Proprio per tali ragioni, non
è sicuramente possibile determinare una
sorgente laser come quella più idonea
per la lavorazione laser in generale.
L’esperienza dimostra che in dipendenza
del materiale (tessuto, metallo, polimero
o vetro) lo spettro di sorgenti da poter
utilizzare è molto diverso.
Dal punto di vista dell’utilizzatore la
qualità del raggio laser può essere determinata quantitativamente tramite il
“Beam Parameter Product” (BPP) che
rappresenta il prodotto tra diametro del
raggio ed angolo di divergenza del
raggio stesso (Fig. 1).
Dal punto di vista pratico il BPP non dà
altra indicazione del fatto che, per
piccoli valori, il raggio laser può essere
altamente focalizzato con un piccolo
angolo di divergenza.
Laser a disco
Laser in fibra
Figura 3 - Incremento della distanza di
lavorazione con decrescente BPP
(Remote Processing).
J.P. Bergmann - Prospettive e peculiarità della lavorazione con laser ad elevata qualità
Collimazione
Focalizzazione
Vetro di protezione
Fibra ottica (φfibra)
y
Diametro focale
(φfuoco)
z
FKol
x
FFok
> X mm
Shift focale in direzione z in rapporto
alla lunghezza di Rayleigh
Figura 4 - Rappresentazione schematica del percorso ottico tra fibra/testa di lavorazione e raggio focalizzato.
Figura 5 - Rappresentazione schematica
dell’effetto di riscaldamento delle lenti sulla
posizione focale.
Si consideri, ad esempio, molto semplicemente un laser in fibra con fibra ottica
da 50 μm ed un fuoco di diametro da 600
μm da raffigurare sul componente.
Allora deve essere effettuato un rapporto
sul percorso ottico, composto da collimazione e focalizzazione, di, ad
esempio, 1:12, il che può significare a
livello teorico una distanza focale di
1200 mm (Fig. 4).
Questa possibilità è ad oggi limitata, in
quanto le elevate densità di potenza sulle
lenti di collimazione e focalizzazione
portano ad un riscaldamento delle stesse
e quindi ad un gradiente di temperatura
con variazione dell’indice di rifrazione e
deformazione della lente stessa (Fig. 5).
Dal punto di vista del processo si
osserva una traslazione del punto focale
in direzione del raggio laser (z, anche di
M1
M 1,5
M 2,3
M 2,5
(200/200)
(300/200)
(460/200)
(200/80)
Potenza laser [kW]
Figura 6 - Misura della traslazione del punto focale in direzione z riferita alla distanza di
Rayleigh (distanza dal punto focale a cui si ha un raddoppio dell’area focale) per un laser in
fibra con fibra ottica da 100 μm, potenza massima di 8 kW e diversi tipi di combinazione tra
lunghezza di collimazione e di focalizzazione. (Le misure sono state effettuate dal BIAS di
Brema, Germania, per conto della JENOPTIK Automatisierungstechnik GmbH).
più millimetri) ed una variazione delle
dimensioni del fuoco, che possono avere
influenza sul processo di lavorazione
laser.
Questo fenomeno (detto anche “thermal
focus shifting”) è tanto più consistente
quanto più elevato il rapporto sul percorso ottico e la potenza del raggio e può
raggiungere valori maggiori della lunghezza di Rayleigh (Fig. 6). Per potenze
inferiori ai 2 kW, nell’esempio riportato,
il “focus shifting” è trascurabile.
La traslazione del punto focale si conclude a livello teorico quando viene raggiunto l’equilibrio termico sul percorso
ottico. A livello pratico questo accade
durante processi piuttosto lunghi, come
può essere il taglio. Nel caso della saldatura l’influenza può essere maggiore,
come ad esempio nel caso di saldatura a
tratti o per cordoni molto brevi. Sono
proprio il raggio in fibra ed il raggio
laser a disco i due concetti che, negli
ultimi 5 anni, hanno dato sviluppo a sorgenti industriali di elevata potenza, sopra
il kW fino a più decine di kW. Accanto
alle proprietà tecniche, che verranno qui
in parte discusse, deve essere tenuto
conto che questo tipo di sorgenti ha un
rendimento in genere > 25%, cioè circa
tre volte il rendimento del laser CO 2 .
In questo articolo si rinuncia ad un paragone economico in quanto dipendente
da una serie di fattori, derivanti dall’applicazione stessa e dalle condizioni
di utilizzo.
L’utilizzo di questo tipo di sorgenti,
però, richiede una conoscenza dei processi, in modo da poterne utilizzare al
meglio le caratteristiche.
Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2009 285
J.P. Bergmann - Prospettive e peculiarità della lavorazione con laser ad elevata qualità
2. Taglio laser con laser ad
elevata qualità
Come si può osservare dalla Figura 2,
anche il raggio a CO 2 è un tipo di sorgente laser ad elevata qualità. Le sorgenti a CO2 sono state largamente utilizzate per lavorazioni 2-D, in particolare
per centri di taglio per lamiere. L’utilizzo del CO2 in applicazioni tridimensionali, in particolare con robot, è
sempre stato poco diffuso o posto in
secondo ordine. Ciò è dovuto al fatto che
la guida del raggio CO 2 può avvenire
solamente tramite specchi e non come i
laser a stato solido tramite fibra ottica.
Nell’ultimo caso, la fibra ottica rappresenta un materiale di consumo, la cui
vita è dipendente dalla dinamicità del
processo, dai carichi dinamici subiti e
dalla parte di radiazione riflessa.
D’altro canto, per una serie di materiali,
come ad esempio polimeri, ma anche
tessuti ecc., il raggio CO 2 è quello più
idoneo per la lavorazione. Anche in
questi casi si tratta spesso di parti tridimensionali che, per fattori di accessibilità, devono essere lavorate con robot.
Per soddisfare questo tipo di esigenze ed
in particolare per rispondere anche alla
necessità di una buona precisione di lavorazione, si è assistito allo sviluppo dei
cosiddetti robot-laser. Si tratta in questi
casi di sistemi robotizzati per la lavorazione con il laser CO 2, in cui una parte
della sorgente oppure la guida del raggio
sono integrati in un robot dedicato. Il
sistema rappresentato nella Figura 7 è un
semplice esempio di sistema industriale.
Il robot ha al suo interno uno spazio che
è libero per l’intera lunghezza del robot
Figura 8 - Rappresentazione schematica del
percorso ottico nel robot.
286 Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2009
Figura 7 - Robot industriale con completa
integrazione del raggio laser (JENOPTIK
Automatisierungstechnik GmbH, Jena).
stesso. Il raggio laser (ad esempio CO2)
viene indotto nel robot al suo piede e
guidato nel robot stesso tramite specchi
ai diversi assi. Il raggio laser viene poi
focalizzato nella “mano” del robot, che
quindi non fa altro che muovere il raggio
sul componente da tagliare (Fig. 8).
La completa integrazione del raggio
CO2 nel robot rappresenta una soluzione
industriale dell’attribuzione di una “fibra
meccanica” al raggio CO 2 e quindi la
possibilità di lavorare anche parti tridimensionali.
Concetti di questo tipo non vengono utilizzati solamente per il taglio di materie
plastiche, ma diventano importanti
anche nella lavorazione dei metalli. Un
esempio è rappresentato dal taglio di
parti strutturali in campo automobilistico dopo lo stampaggio ed il trattamento termico. Acciai altoresistenziali,
come ad esempio il 22MnB5, raggiungono, durante la fase di stampaggio ed
un particolare
trattamento
termico, resistenze meccaniche superiori ai
1500 MPa. In
questi casi, la
finitura di tali
parti (soglia A, B,
il rafforzamento
delle portiere,
ecc.) con taglio di
fori o taglio perimetrale
può
essere solamente
effettuata senza
contatto, anche
per evitare l’usura
eccessiva degli utensili.
Sistemi robotizzati di taglio per parti tridimensionali sono una ottima soluzione
per effettuare tali tipi di lavorazioni
(Fig. 9).
L’utilizzo di un laser a CO 2 oppure un
laser in fibra è indipendente per la scelta
di tali tipi di robot dedicati. Dal punto di
vista tecnico, è comune per entrambi i
raggi il piccolo BPP che implica una
ridotta divergenza e quindi una quasiparallelità su tutto il cammino ottico.
Come già descritto, la fibra ottica è fondamentalmente una parte di consumo,
che può spesso giungere a rottura a
causa delle elevate sollecitazioni meccaniche. Per questi casi è possibile utilizzare il braccio meccanico e permettere la
propagazione libera del raggio in fibra.
In questo caso la fibra ottica non sarà
sottoposta ad alcuna sollecitazione meccanica, preservando quindi l’affidabilità
del processo di lavorazione laser.
Figura 9 - Taglio perimetrale con laser CO2
integrato nel robot di una parte strutturale in
acciaio altoresistenziale 22MnB5.
J.P. Bergmann - Prospettive e peculiarità della lavorazione con laser ad elevata qualità
Spessore 1 mm
Potenza 400 W
Gas di processo: azoto
Spessore 4 mm
Potenza 400 W
Gas di processo: ossigeno
Figura 10 - Risultati di taglio con laser in fibra di potenza < 500 W.
Uno dei vantaggi del laser in fibra è la
possibilità di raffigurare diametri focali
molto piccoli ed inferiori ai 100 μm,
anche a potenze piuttosto elevate senza
peggioramento della qualità del raggio
stesso (Fig. 6). Ciò comporta elevate
densità di potenza e quindi anche elevate
velocità di lavorazione. La Figura 10
rappresenta, ad esempio, il taglio con un
laser in fibra da 400 W di acciaio (spessore 1 mm) con azoto come gas di processo. In questo caso possono essere
raggiunte velocità superiori ai 4 m/min.
Allo stesso modo appare interessante
poter tagliare con 400 W acciai fino a
4 mm (ossigeno come gas di processo)
con velocità superiori a 1 m/min.
In linea di massima viene riferito attualmente che, a parità di potenza, il laser in
fibra comporta una velocità di processo
almeno doppia rispetto al raggio CO 2.
Questo è puramente dipendente dal diametro focale, dall’intensità di potenza
(Fig. 11) ed anche dalla qualità che
viene richiesta.
La elevata qualità del raggio laser in
fibra rende possibile anche la lavorazione “remote cutting”, cioè il procedimento di taglio, ad esempio, anche con
uno scanner a grosse distanze tra ottica e
parte da lavorare. In questo caso viene
utilizzata l’elevata densità di potenza al
pezzo per indurre la sublimazione del
materiale. Il processo di taglio avviene
senza gas di processo. Grazie ad una
movimentazione veloce del laser il
materiale viene asportato per sublimazione di passata in passata (Fig. 12).
Comparison of Max. Cutting Speeds with Different Lasers
Cutting speed for λ=1 μm approximately three times higher than for λ=10 μm
Figura 11 - Esempio di curva di taglio per laser in fibra e laser CO2.
Ottiche
Raggio Laser
Figura 12 - Rappresentazione di un possibile remote cutting (tratto da IPG, 2009).
Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2009 287
J.P. Bergmann - Prospettive e peculiarità della lavorazione con laser ad elevata qualità
La possibilità di effettuare un taglio perimetrale per parti piuttosto complesse e
tridimensionali è in questo caso piuttosto limitata. La Figura 13 dimostra il
taglio di una lamiera con spessore oltre
1.5 mm, dove è necessario passare per
oltre 40 volte.
Dal punto di vista industriale questo tipo
di lavorazione, per parti con più regioni
di piccole dimensioni da asportare o per
applicazioni bidimensionali, è sicuramente interessante.
3. Peculiarità nella lavorazione
con laser in fibra per saldatura
n=10
20
40
50
Figura 13 - Taglio per sublimazione (remote cutting) su spessore > 1.5 mm (tratto da IPG,
2009).
Nel caso di applicazioni di saldatura si è
sempre ritenuto che, per piccoli diametri
del fuoco ed elevata intensità di potenza,
la penetrazione incrementasse fortemente. Il diagramma della Figura 14
illustra i risultati di prove effettuate con
un laser in fibra da 8 kW (BPP
4 mm*mrad) e con diversi tipi di combinazioni tra collimazione e focalizzazione.
Un decremento del diametro focale
comporta un incremento della penetrazione nel materiale solamente fino ad un
valore di soglia, che in questo caso per
l’acciaio considerato vale circa 150 μm.
Per valori minori la penetrazione diminuisce anziché crescere. Un comportamento simile è stato osservato anche per
una lega di alluminio AlMg3 (Fig. 15).
Per riuscire a separare gli effetti che
influenzano questo comportamento, è
necessario osservare il tipo di percorso
ottico utilizzato (Fig. 4).
La Tabella I indica il diametro utilizzato
della fibra ottica, la distanza di collimazione, la distanza focale ed il diametro
risultante, mentre nella Figura 16
vengono riportate le condizioni geometriche di lavorazione.
In particolare, è da rimarcare che per
piccoli diametri focali la divergenza del
raggio cresce.
Ciò comporta anche che, già per
distanze minori dal fuoco, si ha un
decremento dell’intensità di potenza. La
Figura 17 mostra un paragone della
distribuzione di intensità ad una misura
diretta del raggio in dipendenza del diametro focale di 100 μm e 150 μm.
TABELLA I - Condizioni di lavorazione.
Diametro della fibra ottica
[μm]
FKol
FFok
Diametro focale teorico
[μm]
Diametro focale effettivo
[μm]
100
200
200
100
102
100
200
300
150
145
100
100
200
200
193
100
100
300
300
330
Penetrazione [mm]
Penetrazione [mm]
v=5 m/min
Diametro focale [μm]
Figura 14 - Penetrazione in dipendenza
del diametro focale in acciaio S355J2G3
(Spessore 8 mm).
288 Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2009
v=5 m/min
Diametro focale [μm]
Figura 15 - Penetrazione in dipendenza
del diametro focale in alluminio AlMg3
(Spessore 10 mm).
J.P. Bergmann - Prospettive e peculiarità della lavorazione con laser ad elevata qualità
110 μm
150 μm
200 μm
300 μm
11.39°
7.6°
5.67°
3.76°
200 mm
300 mm
Come si può notare, con il decremento
del diametro focale e l’incremento del
raggio di divergenza la distribuzione di
intensità in profondità diminuisce molto
velocemente per il raggio altamente
focalizzato e già a pochi decimi di millimetro di distanza dal fuoco si ha una
intensità molto bassa, che non è più sufficiente a portare il materiale a fusione.
Per quanto riguarda l’aspetto pratico,
questo fatto significa che, per ottenere le
stesse penetrazioni, la velocità deve
essere diminuita oppure essere totalmente variato l’assetto ottico.
4. Conclusione
Figura 16 - Condizione del percorso ottico e geometria del raggio.
Lo sviluppo di sorgenti laser ad alto rendimento ed elevata qualità apre molteplici nuove possibilità per la lavorazione
laser a livello industriale. Nell’articolo
vengono riportate solo alcune delle
novità, visto anche lo stadio di sviluppo
di molti tipi di procedimento.
Dal punto di vista pratico gli anni a
seguire ci daranno una indicazione più
precisa di vantaggi e svantaggi nel
campo applicativo industriale, specialmente per sorgenti con potenze superiori
ai 15-20 kW.
Figura 17 - Paragone della distribuzione di intensità tra 100 e 150 μm, cioè tra un angolo di
divergenza tra 3.8° e 5.7°. Le diverse rappresentazioni riguardano intensità tra il 20% e l’80%
rispetto alla intensità massima misurata in un intervallo di +/- 1.5 mm di distanza (in direzione
parallela al raggio) dal punto focale.
Jean Pierre BERGMANN, laureatosi con lode in Ingegneria Meccanica presso l’Università di Ancona nel 1998, si è qualificato International
Welding Engineer nel 1999. È stato ingegnere capo fino al 2003 presso l’Università di Bayreuth (Germania) e poi fino al 2007 presso l’Università
Tecnica di Ilmenau (Germania). Tuttora è responsabile del settore Automotive/Packaging presso la Jenoptik Automatisierungstechnik GmbH in
Jena (Germania), dove si occupa dello sviluppo di processi laser e della costruzione di sistemi di lavorazione laser industriali (polimeri, metalli,
tessuti, ecc.). Ha conseguito il dottorato di ricerca nel 2003 presso la Università di Bayreuth e dal 2008 è libero docente di tecnologie meccaniche
presso l’Università Tecnica di Ilmenau (Germania). È autore e coautore di oltre 130 pubblicazioni.
Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2009 289
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La saldatura “Friction Stir Welding”
(FSW) delle leghe di titanio
(°)
A. Lauro *
Sommario / Summary
L’articolo illustra i concetti di base per le modalità di applicazione del processo di saldatura Friction Stir Welding (FSW) a
componenti realizzati in leghe di titanio.
Come noto il titanio e le sue leghe rappresentano una applicazione impegnativa per la FSW a causa dell’elevata resistenza
meccanica, dell’elevata temperatura di fusione, della bassa
conducibilità termica, della suscettibilità alla contaminazione
atmosferica e della tendenza alla fragilizzazione del materiale
per assorbimento di elementi interstiziali (O, N e H). Grande
influenza hanno quindi i parametri di processo sulla microstruttura e proprietà del giunto saldato.
Ad oggi non esistono consolidate esperienze, anche a livello
internazionale, sul comportamento del processo FSW per le
leghe di titanio; tuttavia, nel presente articolo si riportano i
principali risultati ottenuti dai recenti studi in materia ed
alcuni dati conseguiti dall’Istituto in occasione delle sperimentazioni condotte nell’ambito dei progetti di ricerca finalizzati al settore aeronautico.
In particolare, viene evidenziato che l’uso dei tradizionali
utensili (composti da “Tool Shoulder” e “Profiled Pin”
entrambi rotanti) non consente di ottenere giunti di buona
qualità; l’impiego di un nuovo utensile, realizzato con “Tool
Shoulder” fisso, può rappresentare invece un importante
passo avanti nello sviluppo del processo FSW applicato alle
leghe di titanio.
The paper shows the base concepts for the application
methods of Friction Stir Welding (FSW) process on titanium
(°) Memoria presentata al Convegno “Affidabilità & Tecnologie” 2009 - «Titanio e
superleghe per aerospazio, aeronautica e difesa» - Torino, 8 Aprile 2009.
* Istituto Italiano della Saldatura - Genova.
alloys components.
As well known titanium alloys are a demanding application
for FSW due to the high strength, the high melting temperature and the low thermal conductivity of material and the
high susceptibility of atmospheric contamination which
produce material embrittlement for the absorption of interstitial elements (O, N, H). Then welding process parameters
have great influence on microstructures and properties of the
welded joint.
Up to now well-established experiences on FSW process
behaviour for titanium alloys, also at international level,
doesn’t exist. Nevertheless in the present paper main results,
obtained by the recent studies, and some data achieved by our
Institute during the technical activities performed for aerospace research projects, are showed.
Particularly it is pointed out that the application of traditional tools (with both rotating “shoulder” and “pin”)
doesn’t allow to obtain high quality of the joints; the use of a
new tool, carried out with “stationary shoulder”, may be a
major improvement for FSW process applied on titanium
alloys.
Keywords:
Aerospace; energy input; friction stir welding; friction
welding; joint preparation; mechanical properties;
microstructure; process conditions; process equipment;
research and development; titanium alloys; weldability.
Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2009 291
A. Lauro - La saldatura “Friction Stir Welding” (FSW) delle leghe di titanio
Introduzione
La saldatura per attrito (Friction Stir
Welding - FSW) è stata oggetto di un
rapido sviluppo ed ha trovato numerose
applicazioni nel mondo da quando
è stata inventata (nel 1991 e brevettata
nel 1992 dal TWI). Sebbene il campo
di utilizzo della FSW sia in continua
espansione, relativamente all’uso in produzione la tecnologia rimane limitata
a l l a s u a a p p l i c a z i o n e a l l e l eg h e d i
alluminio.
Grande interesse esiste, in particolare
nel settore aeronautico ed aerospaziale,
all’applicazione della FSW alle leghe
d i t i t a n i o , d ove q u e s t o p r o c e s s o
di saldatura può offrire i seguenti vantaggi:
• elevata efficienza del processo con
basso consumo di energia;
• produzione di saldatura allo stato
solido di alta qualità;
• proprietà meccaniche e di fatica della
saldatura eccellenti;
• riduzione delle distorsioni dei componenti saldati;
• possibilità di giuntare leghe non saldabili per fusione.
Caratteristiche dell’utensile
• Penetrazione del pin e inizio plasticizzazione di una porzione limitata
del giunto.
• Ulteriore abbassamento del pin e
riscaldamento per contatto della
spalla con la superficie dei pezzi.
L’apporto termico generato per attrito
tra spalla e superficie plasticizza una
zona maggiore di materiale.
• Traslazione dell’utensile ed esecuzione del giunto. Viene esercitata una
spinta longitudinale, controllata e si
impone una velocità di saldatura.
La traslazione lungo la linea di contatto tra gli elementi da unire chiude la
separazione con metallo compatto ed
uniforme “spalmato” a strati consecutivi dall’utensile in rotazione (Fig. 1).
La Tabella I elenca gli aspetti più importanti del processo FSW in termini di
parametri operativi.
La tabella ci evidenzia alcuni dati
alquanto interessanti quali:
• minor livello di deformazioni/tensioni residue;
• minor criticità dei fenomeni ossidativi del cordone;
• indipendenza dal metallo d’apporto
rispetto alle metodologie di saldatura
tradizionali.
Il cuore del processo FSW è costituito
dall’utensile che esegue l’azione termomeccanica sul materiale base, rendendo
di fatto possibile l’unione dei lembi.
Ovviamente le tipologie sono molteplici, legate soprattutto alle caratteristiche meccaniche del materiale da
saldare ed al tipo di giunto da realizzare.
Dal punto di vista geometrico, i parametri fondamentali sono:
• diametro e inclinazione della spalla;
• diametro e lunghezza del pin;
• forma del pin.
Una grande limitazione operativa nei
confronti dei materiali più duri e resistenti è l’usura sulla superficie della
spalla, il consumo del pin e/o la rottura
per fragilità dello stesso.
Le Figure 2÷4 mostrano diverse geometrie d’utensile utilizzabili per la saldatura
di leghe di alluminio. Spesso si ricorre
ad un utensile con un “pin” caratterizzato da un volume dinamico maggiore di
quello statico, onde diminuire il grado di
consumo ed ottimizzare l’azione di
mescolamento e di frantumazione della
microstruttura del metallo.
Downward force
Tool rotation
Welding
direction
Retreating side
Top or crown of weld
Shoulder
Pin
Advancing side
Principio del processo
Weld nugget
Bottom or root of weld
È un processo allo stato solido, che
prevede l’utilizzo di un utensile in rotazione dotato di un terminale cilindrico o
conico, filettato o meno, (pin o probe) e
di una spalla con superficie circolare
(shoulder), a contatto della superficie dei
pezzi da saldare.
Fasi operative
• Posizionamento dei pezzi fissati con
tolleranze d’accoppiamento rigorose
e supportati da un backing.
• Posizionamento dell’utensile, in rotazione, al centro del giunto a contatto
con la superficie mediante carico
assiale controllato.
292 Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2009
A: Utensile (tool) in rotazione
B: Rotazione e contatto perno (pin) ➡ Inizio attrito
C: Penetrazione del pin in rotazione e contatto della spalla (shoulder)
➡ Inizio saldatura
D: Traslazione ➡ Esecuzione del giunto
Figura 1
A. Lauro - La saldatura “Friction Stir Welding” (FSW) delle leghe di titanio
TABELLA I - Modalità operative FSW.
Modalità operativa
FSW
Principio del processo
Plasticizzazione e rimescolamento di materiale metallico all’interno dello spessore
delle parti da saldare con formazione di una regione di unione dei lembi uniforme e
compatta
Fenomeno fisico coinvolto
Calore prodotto dall’attrito generato da un utensile metallico in rotazione all’interno
dello spessore delle parti da unire con sviluppo di temperature di circa l’80% del
punto di fusione del materiale da saldare
Apporto termico specifico
0.4 - 1 kJ/mm (spessori sottili)
Parametri principali
Velocità di rotazione dell’utensile
Valore della forza applicata verticalmente sull’utensile
Velocità di saldatura
Tipologia di cianfrino
A lembi retti con luce massima 0.1mm
Deformazioni di ritiro della saldatura
Meno di 1% di quelle ottenibili con processi MIG/MAG (per leghe di Al)
Tensioni residue
In leghe d’alluminio: dal 25 al 30% rispetto al processo MIG
Protezione dall’ossidazione durante la saldatura Soltanto su leghe particolarmente reattive (leghe di Al, Mg,Ti) ed acciaio INOX
Eventuale materiale d’apporto
Non necessario (soltanto nei processi “Friction Surfacing”)
Maggiore criticità del processo
Ottimizzazione della forma e delle dimensioni dell’utensile, usura dell’utensile
Velocità di saldatura
Materiali costituenti gli utensili
Il principale problema da affrontare è la
scelta del materiale con cui realizzare
l’utensile.
I criteri adottati sono quelli di individuare un materiale che, alle temperature
di saldatura (circa 80% della temperatura di fusione del materiale da saldare),
abbia sufficiente resistenza meccanica
all’abrasione ed all’ossidazione, garantendo, nel contempo, i fenomeni di “stirring” del materiale alla base della ricristallizzazione dinamica che rende
possibile il processo.
Per la saldatura di leghe leggere, quali le
leghe d’alluminio o di magnesio, viene
utilizzato come materiale per pin e
shoulder un comune acciaio d’utensile
trattato termicamente (solubilizzazione
Su spessori ~3mm: fino a 12 m/min (per leghe di Al)
Shoulder
25 mm φ
Pin
10 mm φ
Tool
Shank
Shoulder
Pin
Figura 2
Progressive
change in
pitch & angle
Three flutes
(a) Oval shape
probe
(b) Paddle shape
probe
(c) Three flat sided
probe
(d) Three sided (e) Changing spiral
re-entrant probe form & flared probe
Left hand helix on
outer diameter lands
Not to scale
Example of helix
showing well radiused
corners
Figura 3 - Giunti testa a testa (Cortesia TWI).
Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2009 293
A. Lauro - La saldatura “Friction Stir Welding” (FSW) delle leghe di titanio
Stress
flow lines
Narrow weld
Wide weld
a)
b)
c)
d)
Figura 4 - Giunti a sovrapposizione (Cortesia TWI).
a)
b)
c)
Figura 6 - Tallone di estremità.
d)
Figura 5
più invecchiamento). Mentre la saldatura
di materiali con un punto di fusione ed
una resistenza meccanica più elevati,
come ad esempio le leghe di rame, l’acciaio e le leghe di titanio, richiede, per la
realizzazione dell’utensile, un materiale
con caratteristiche di resistenza meccanica ed all’abrasione ad alta temperatura
superiori.
Possibili soluzioni possono essere le
leghe di nichel (Nimonic 105), leghe a
base di tungsteno con eventuali aggiunte
di renio, materiali sinterizzati o ceramici, quali ad esempio il PcBN (Nitruro
di Boro Policristallino) e prodotti di
sintesi come il PcD (Polycrystalline
Diamond) (Tab. II).
Chiusura del giunto saldato
Il foro di uscita può essere una limitazione del processo, rappresentando una
discontinuità macroscopica del giunto.
Le soluzioni ad oggi messe a punto sono
(Figg. 6÷8):
• chiusura in TIG;
• termine del giunto su talloni di estremità;
• pin a geometria variabile (retrattili);
• dispositivi di scarico (run-off tables).
Principali geometrie di giunzione
La Figura 9 mostra le principali geometrie di giunzione che possono essere realizzate utilizzando la FSW quale processo di saldatura.
È il caso di osservare le difficoltà esecutive connesse con i giunti ad “L” come
TABELLA II - Elenco degli attuali materiali utilizzati per la costruzione degli utensili
(pin, shoulder).
• Acciai rapidi (tipo Maraging) per applicazioni convenzionali su leghe di alluminio
(Fig. 5a).
• Leghe di nichel (tipo Nimonic 105).
• Leghe a base tungsteno eventualmente addizionate con renio (tipo W-25Re) per applicazioni su acciaio e leghe di titanio (Fig. 5b).
• Materiali ceramici sinterizzati (tipo PcBN) per applicazioni su acciaio (Figg. 5c e 5d
anche in 3 pezzi con autosostegno).
• Prodotti di sintesi (Polycrystalline Diamond).
• Materiali trattati con aggiunte di “nano” elementi.
294 Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2009
Figura 7 - Utensile a geometria variabile
(Brevetto Boeing per NASA).
A. Lauro - La saldatura “Friction Stir Welding” (FSW) delle leghe di titanio
• Attorno alla zona ricristallizzata dinamicamente si trovano la zona termomeccanicamente alterata (TMZ),
deformata plasticamente ma non
ricristallizzata, e la zona termicamente alterata (HAZ) (Figg. 10 e 11).
Figura 8 - Dispositivi di scarico (run of
tables).
nella Figura 9g (a causa dei fenomeni di
deriva dell’utensile) e con la scarsa
applicabilità dei giunti della Figura 9h
(data la geometria dei lembi da unire).
Struttura metallografica del giunto
• Il materiale base è portato a temperature inferiori a quella di fusione e sottoposto a deformazione plastica.
• In tali condizioni si ottiene la ricristallizzazione dinamica di una parte del
materiale (Nugget), con la formazione
di una struttura finale a grano fine.
a)
Termologia del giunto saldato
Lo smaltimento di calore avviene principalmente per conduzione attraverso
flussi pluridirezionali (Fig. 12). Tuttavia
il contributo più significativo è quello
dovuto alla superficie di contatto tra
spalla e superficie del giunto.
L’apporto termico specifico, trascurando
il contributo del pin e dei movimenti
viscosi tra gusci plastici nel nocciolo,
può essere stimato attraverso la seguente
relazione:
Q = 2/3 π μ L ω (Re3 - Ri3) / v
dove:
μ è il coefficiente d’attrito tra utensile e
materiale
L è la pressione assiale [in N/mm2]
ω è la velocità di rotazione [1/s]
Re è il raggio esterno dell’utensile [mm]
b)
e)
c)
f)
Ri è il raggio interno dell’utensile [mm]
v è la velocità di traslazione dell’utensile [mm/s].
Il ciclo termico non entra nell’intervallo
di solidificazione della lega.
Le temperature di picco dipendono dai
parametri di saldatura, oltre che dallo
spessore e dalla distanza dall’asse longitudinale.
Nella Figura 13 sono rappresentati cicli
termici rilevati sperimentalmente a differenti distanze dall’asse del giunto e
quelli ricavati con modelli numerici, che
ipotizzano due diverse ripartizioni del
calore complessivo tra spalla e pin (per
leghe di Al).
Caratterizzazione del flusso plasticizzato
Fondamentalmente, il movimento del
materiale è la somma di due moti elementari:
• un movimento di rotazione attorno
all’asse verticale dell’utensile (su
piani orizzontali) (Fig. 14);
• un movimento in direzione verticale,
nel verso del vertice della saldatura al
centro e nel verso dell’utensile, in
periferia (Fig. 15).
d)
g)
h)
Figura 9 - a)-b) Giunti testa a testa; c)-d) Giunti a sovrapposizione; e)-f) Giunti a T in trasparenza; g)-h) Giunti d’angolo.
Thermo-mechanical Zone (TMZ)
Parent Metal (PM)
Heat Affected Zone
(HAZ)
Figura 10 - Macrografia del giunto saldato
FSW su acciaio UFG.
Weld Nugget
Figura 11 - Micrografie del giunto saldato
FSW su leghe di alluminio.
Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2009 295
A. Lauro - La saldatura “Friction Stir Welding” (FSW) delle leghe di titanio
Figura 12
Figura 14 - Velocità di rotazione (mm/s).
Temperature (°C)
Distance from
Weld Centre
Time (sec)
Figura 13 - Distribuzione della temperatura
durante la FSW.
Figura 15 - Velocità in direzione verticale
(mm/s).
La composizione di questi due moti elementari comporta uno “stirring” profondo del materiale, portato a ruotare e
traslare contemporaneamente.
mina, carburo di silicio o nitruro di boro
(vanno ricordate per questi materiali le
severe condizioni di usura cui è soggetto
l’utensile). La saldabilità invece dei
metalli refrattari, quali tungsteno, molibdeno, zirconio, ecc., è compromessa non
per ragioni metallurgiche bensì per l’impossibilità di avere un utensile in grado
di resistere alle temperature di plasticizzazione che risultano essere particolarmente alte (2000 - 2500 °C).
metalli commercialmente puri. La saldabilità è legata ad alcune problematiche
già note per le metodologie più tradizionali. Anche se in minor misura, il calore
apportato per attrito induce la comparsa
Saldabilità
di una ZTA suscettibile di infragilimento
Dal punto di vista della saldabilità il proper incremento della durezza, ad
cesso FSW trova ampi spazi di applicaesempio nel caso di acciai con composizione su diversi materiali.
zione chimica favorevole a conferire
La Tabella III propone i gradi di saldabimaggiore temprabilità al materiale.
lità per una serie di leghe ed alcuni
Nel caso delle leghe d’alluminio invece,
siano esse da incrudimento per lavoraTABELLA III - Gradi saldabilità FSW dei materiali.
zione plastica a
Materiali
FSW
freddo oppure da
Alluminio e sue leghe
1, (3)
i nve c c h i a m e n t o
mediante trattaMagnesio e sue leghe
1
mento termico, la
Rame e sue leghe
1
ZTA è caratterizzata
Titanio e sue leghe
2
da fenomeni di
addolcimento variaSuper leghe di nichel
1
bili in funzione del
Acciai bassolegati
(2)
tipo di lega e del suo
HSLA
(2)
stato metallurgico.
Acciai INOX austenitici
1
Un’ottima saldabilità si ottiene invece
Tungsteno, molibdeno, zirconio
4
nel caso di MMC
Giunti alluminio - acciai
1
dove i processi tradiAltri materiali dissimili
1
zionali non danno
risultati entusiaMMC (con allumina o nitruro di boro)
1
smanti causa interaMaterie polimeriche
1
zione, a volte molto
1: ottima saldabilità - 2: saldabilità con problemi operativi - 3: saldabilità con progravosa, con le fasi
blemi metallurgici - 4: non saldabili. I numeri tra parentesi rivestono minor criticità.
disperse quali: allu-
296 Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2009
Applicazioni alle leghe di titanio
L’estensione della FSW alle leghe di
titanio risulta particolarmente impegnativa e gli studi condotti in questi anni
hanno permesso di evidenziare che
devono essere tenute in considerazione
le seguenti peculiarità:
Materiale base
• elevata durezza e resistenza meccanica ad elevata temperatura;
• bassa conducibilità termica;
• suscettibilità alla contaminazione
atmosferica;
• tendenza alla fragilizzazione per
assorbimento di elementi interstiziali
(O, N e H);
• grande influenza dei parametri di processo sulla microstruttura e proprietà
del giunto saldato.
A. Lauro - La saldatura “Friction Stir Welding” (FSW) delle leghe di titanio
Processo di saldatura
• il materiale costituente l’utensile deve
garantire elevate prestazioni ad alta
temperatura;
• l’utensile può mostrare usura e
degrado durante l’utilizzo;
• le finestre di saldabilità (ovvero i
parametri di saldatura) sono molto
più strette rispetto alle applicazioni
convenzionali sull’alluminio;
• carichi assiali e longitudinali elevati;
• il processo risulta essere molto sensibile alle variazioni di temperatura
nella saldatura.
Attuali sperimentazioni IIS
In relazione a quanto sopra riportato
l’Istituto ha iniziato verso la fine del
2008, in collaborazione con Alenia Aeronautica SpA, un programma di ricerca
per lo studio preliminare dei parametri
necessari alla definizione dei limiti del
processo FSW sulla lega Ti-6Al-4V ed
ha intrapreso le prime attività di speri-
Figura 16 - FSW in dotazione c/o IIS.
Figura 18 - Sezione macrografica giunto Lap-Joint Ti-6Al-4V, spessore = 2.5 mm.
Figura 17 - Utensile PcBN usato.
Figura 19
mentazione, utilizzando la macchina in
dotazione al Laboratorio dell’Istituto Italiano della Saldatura (Fig. 16).
Le caratteristiche fondamentali di tale
macchina sono:
• Forza verticale:
60 kN (max)
• Forza longitudinale:
20 kN (max)
• Forza laterale:
15 kN
• Momento torcente:
20 Nm (max in continuo)
• Momento torcente:
60 Nm (max di picco)
• Velocità di rotazione:
350 - 6000 giri/min
• Velocità di avanzamento:
9.6 m/min (max).
In via preliminare e con un utensile esistente (non facente parte del pro-
gramma) è stato eseguito un primo “sondaggio” sulla saldabilità col processo
Friction Stir Welding (FSW) eseguendo
alcune passate “bead-on-plate” sul materiale in studio. L’utensile adoperato è
visibile nella Figura 17 ed è costruito in
Nitruro di Boro Policristallino cubico
(PcBN) sinterizzato. Le fratture presenti
sulla superficie sono attribuibili allo
stress termico subito durante la saldatura. Dal resto è noto che la resistenza
alla fatica termica di ceramiche sinterizzate è molto bassa.
A conclusione di questa fase è stata eseguita una giunzione del tipo “LapJoint”, unendo tre spezzoni di lega
Ti-6Al-4V di spessore 2.5 mm. Tale
configurazione è stata dettata dalla
dimensione del “pin”, poco più alto di
5 mm e non regolabile in altezza. La
Figura 18 mostra la sezione macrogra-
Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2009 297
A. Lauro - La saldatura “Friction Stir Welding” (FSW) delle leghe di titanio
fica del giunto realizzato che, tranne per
il leggero sottospessore (~ 0.6 mm)
dovuto probabilmente ad una pressione
eccessiva sull’utensile, si presenta senza
difetti e con penetrazione ottimale.
Successivamente è stato condotto uno
studio col proposito di individuare sia il
materiale che la forma dell’utensile più
idoneo allo scopo del progetto. È stato
quindi scelto un utensile in lega tungsteno - 25 renio in grado di offrire superiore resistenza all’attrito a temperatura
elevata nonché una fragilità decisamente
più bassa rispetto al PcBN.
Inoltre è stata realizzata una nuova conformazione dell’utensile, in modo da
consentire l’introduzione di un “pin”
regolabile che può quindi essere utilizzato su una gamma di spessori più ampia
e, al tempo stesso, può essere sostituito
nel caso di rottura o sostituzione dello
stesso a causa di eccessiva usura.
Le Figure 19 e 20 illustrano aspetto e
forma dell’utensile studiato e del quale
sono stati prodotti 2 esemplari.
Le prime prove di fattibilità col nuovo
utensile hanno permesso di eseguire
alcune passate con modalità “bead-onplate” su spessori di 2.5 mm ma occorre
ancora un maggior affinamento riguardante la scelta dei valori dei parametri
operativi in quanto non si è ancora riusciti ad ottenere un giunto esente da
discontinuità alla radice del “nugget”
(nocciolo della saldatura), come
mostrato nella Figura 21.
Al di là di alcune correzioni di entità
minore da apportare all’utensile, finora
esso si è dimostrato, in buona misura,
alquanto resistente all’usura imposta
dall’attrito.
È stato però rilevato, dopo ogni saldatura, che la lega Ti-6Al-4V tende facilmente ad aderire sulla superficie dell’utensile ed a creare alla fine un vero e
proprio riporto che avvolge interamente
il “pin” e che richiede la sua periodica
asportazione, operazione di non semplice esecuzione. Finora le prove sono
state condotte senza particolari cure
sulla protezione gassosa (primaria,
secondaria ed al rovescio) delle saldature in quanto lo scopo primario era
quello di produrre giunzioni esenti da
discontinuità.
È stato usato un getto di gas soltanto allo
scopo di evitare il surriscaldamento
dell’utensile.
298 Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2009
Figura 20 - Utensile composto da pin e shoulder in tungsteno-25 renio.
Figura 21 - Sezione macrografica “bead-on-plate” Ti-6Al-4V, spessore = 2.5 mm.
Figura 22
Figura 23
Aspetto superficiale del giunto in
titanio
L a s u p e r fi c i e d e l g i u n t o i n t i t a n i o
è caratterizzata, in modo inusuale,
dalla presenza di strie dovute alla rotazione del pin e della spalla (Figg. 22
e 23). Queste incisioni, più o meno
marcate a seconda dei parametri
impiegati nel processo, possono essere
determinanti per il comportamento a
fatica del giunto, agendo da intaglio
strutturale ed innesco preferenziale
a rottura.
Il comportamento a fatica di un giunto in
lega di titanio di spessore 2.5 mm nello
stato “come saldato”, dopo trattamento
di rinvenimento, dopo lavorazione meccanica superficiale e dopo leggera martellatura superficiale, è mostrato nella
Figura 24.
A. Lauro - La saldatura “Friction Stir Welding” (FSW) delle leghe di titanio
Target Stress (ksi)
Ti6-4 - FSW Fatigue Study (Load Ratio = 0.1)
Cycles to failure
Figura 24 - Comportamento a fatica di lamierini in lega di titanio, spessore = 2.5 mm.
Possibili implementazioni
La progettazione di un utensile con
spalla piccola, pin rastremato e sistema
di raffreddamento sembra essere adeguato per spessori sottili ed anche per
spessori elevati (Fig. 25).
Una piastra di supporto raffreddata ad
acqua previene l’incollatura tra il pezzo
ed il supporto e può evitare la protezione
a rovescio del giunto. L’uso di un supporto in tungsteno elimina la contaminazione del giunto (Fig. 26).
Comunque, con un supporto di tungsteno raffreddato, è difficile assicurare
la piena penetrazione e l’assenza di
difetti al vertice (Fig. 27).
Future applicazioni
La bassa conducibilità termica delle
leghe di titanio (quali ad esempio
Ti-6Al-4V) determina una distribuzione
non uniforme del calore e poiché il
riscaldamento è generato principalmente
sulla superficie superiore del pezzo
(quando vengono applicati utensili convenzionali) il gradiente di temperatura
che si instaura attraverso lo spessore è
significativo.
Al fine di garantire una distribuzione più
uniforme possibile delle temperature,
una tecnica innovativa è quella che
prevede un utensile con “pin” rotante
all’interno di una spalla fissa che scivola
sulla superficie del pezzo durante la saldatura (Stationary Shoulder Friction Stir
Welding - SSFSW).
Water Cooling
Figura 25 - Utensile raffreddato ad acqua.
Tungsten insert
Water Cooling
Figura 26 - Supporto raffreddato ad acqua.
Figura 27 - Macrografie giunto con mancanza di penetrazione e difetti.
Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2009 299
A. Lauro - La saldatura “Friction Stir Welding” (FSW) delle leghe di titanio
Figura 28 - Schema sistema SSFSW
(Cortesia TWI).
Lo schema di base del sistema e la foto
del prototipo di utensile sono illustrati
nelle Figure 28 e 29.
1) mandrino rotante
2) barra di spinta
3) supporto utensile
4) canali acqua di raffreddamento
5) ingresso gas argon
6) cuscinetto di supporto
7) testa utensile fisso (spalla)
8) scarpetta scorrevole
9) pin rotante
10) guarnizione scorrevole
11) ugelli gas argon
12) camera gas argon
13) ingresso gas argon.
Una protezione di gas inerte è fornita da
una camera costruita “ad hoc” e fissata
alla testa saldante in modo da proteggere
il nocciolo e le zone circostanti durante
la saldatura.
La spalla non contribuisce direttamente
al riscaldamento generato durante la saldatura; questo consente di concentrare
l’apporto termico attorno al pin eliminando i problemi di surriscaldamento
della superficie del pezzo e generando
una distribuzione più lineare del calore
attraverso lo spessore. I primi dati reperibili in letteratura (Fig. 30) sono incoraggianti. Il processo è risultato relativamente stabile e la superficie di saldatura
è apparsa molto liscia.
I risultati migliori, riferiti a prove sulla
lega Ti-6Al-4V di spessore 6.5 mm,
sono stati ottenuti con velocità di avanzamento dell’utensile pari a 60/80
mm/min, con velocità di rotazione del
300 Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2009
pin di 400-500
giri/min e con un
attento controllo
del carico applicato al fine
di mantenere
una pressione
costante sull’utensile.
Aspetti
metallurgici
Il titanio puro ha
due forme allotropiche: l’α caratterizzata da una struttura esagonale compatta (EC), stabile da temperatura
ambiente fino a 880 °C (per il Ti puro)
e la β avente struttura cubica a corpo
centrato (CCC), stabile tra gli 880 °C e
la temperatura di fusione (1668 °C).
Le diverse leghe di titanio (α, β o α - β)
presentano saldabilità differenti e ciò fa
sì che la realizzazione di giunti tra leghe
appartenenti a diverse famiglie risulti
difficile, se non
addirittura impossibile.
Storicamente, la
lega di titanio più
utilizzata è la
Ti-6Al-4V (il
cosiddetto
grado 5), una lega
bifasica α - β
avente ottima
resistenza alla
corrosione, buone
Figura 29 - Prototipo sistema SSFSW
(Cortesia TWI).
caratteristiche meccaniche e discreta saldabilità (Figg. 31 e 32).
L’esistenza di più forme allotropiche e la
relativamente bassa temperatura di trasformazione da una struttura all’altra
implica che, nel caso si adotti la saldatura FSW, si possano manifestare fenomeni di ricristallizzazione dovuti alle
temperature raggiunte, oltre alla caratteristica ricristallizzazione dinamica.
Figura 30 - Sezione macrografica - Ti-6Al-4V,
spessore 6.32 mm, VS 80 mm/min, VR 500
giri/min.
A. Lauro - La saldatura “Friction Stir Welding” (FSW) delle leghe di titanio
Figura 31 - Materiale base.
Figura 33 - Nugget.
1200
β
Temperature, °C
1100
1000
900
α+β
800
700
α
7% Al
4% Al
600
500
0
5
10
15
20
Weight Percent V
Figura 32 - Diagramma di stato leghe
Ti-6Al-4V.
In tutte le zone del giunto, la microstruttura risulta più fine rispetto a quella del
materiale base. I grani di dimensioni
minori (circa 5 μm) sono quelli della
parte superficiale del “nugget”, risultato
della ricristallizzazione dei grani delle
fasi α e β e del rapido smaltimento di
calore attraverso la superficie di contatto
tra spalla e pezzo. Al centro dello spessore si ha un raffreddamento meno
severo.
Il profilo di durezza, misurato attraverso il
giunto a tre diverse profondità dalla superficie, non mostra né evidente diminuzione
nella ZTA (tipica delle leghe d’alluminio)
né aumento nel “nugget” (tipico dei materiali che induriscono a seguito d’invecchiamento). Tutti i profili di durezza rilevati risultano piatti, con valori compresi
tra 310 e 340 HV (Fig. 35).
Durezza Vickers HV 10
Molti ricercatori hanno esaminato
le proprietà di giunti di Ti-6Al-4V
realizzati mediante FSW, riscontrando
sostanzialmente,
come si può vedere
nelle figure, l’assenza
della ZTMA (la zona
delle grandi deformazioni plastiche, caratterizzata da grani fortemente allungati); al
contrario
esiste
un’evidente zona di
transizione tra la
struttura
molto
fine del “nugget”
(Fig. 33) e la zona
termicamente alterata
(Fig. 34).
L’assenza
della
ZTMA può essere
dovuta al fatto che la
temperatura raggiunta durante la saldatura supera quella
di trasformazione α β (β-transus) e la
variazione di struttura
riesce a ridistribuire
le tensioni. Inoltre, la
lega Ti-6Al-4V ha
proprietà superplastiche a temperature di
poco superiori a 920
°C (subisce grandi
deformazioni senza
necessità di aumentare eccessivamente
le tensioni) e ciò può aiutare a contenere
le tensioni ed a creare una struttura
formata da grani regolari.
Distanza dall’asse del giunto [mm]
Figura 35 - Profilo di durezza attraverso un
giunto FSW su Ti-6Al-4V.
Figura 34 - Microstrutture delle varie zone di
un giunto FSW su Ti-6Al-4V.
Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2009 301
A. Lauro - La saldatura “Friction Stir Welding” (FSW) delle leghe di titanio
Esempi applicativi
La tecnologia FSW rappresenta la “sfida del secolo” in questo campo industriale. Il particolare interesse riguarda la possibilità di
abbandonare la rivettatura quale processo di assiemaggio strutturale e sostituirlo con la saldatura FSW.
Settore aeronautico
Thick plate
Extruded shapes
Machining
FSW
Conventional method
Cargo floor
Settore aerospaziale
302 Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2009
This work
A. Lauro - La saldatura “Friction Stir Welding” (FSW) delle leghe di titanio
Ariane 5
main motor thrust frame
Fokker space BV
The Netherlands
PROGETTO “AMERICA”
Initial 787 Friction Stir Welding Candidates:
• Fatigue loaded body frame stiffeners
• Nose & Window Surrounds
• Misc. Brackets
x
y
z
Cortesia Boeing Company
Alberto LAURO, laureato in Ingegneria Meccanica a Genova nel 1982. Dal 1983 a tutt’oggi dipendente dell’Istituto Italiano
della Saldatura. Nel corso della carriera ha ricoperto gli incarichi di Dirigente Responsabile del Settore Caldareria e della
Divisione Ingegneria, svolgendo attività di assistenza e consulenza nel campo della metallurgia e delle costruzioni saldate di
componenti a pressione per impianti chimici e raffinerie. Attualmente ricopre la funzione di Responsabile del Coordinamento
delle Divisioni Formazione - Ricerca - Laboratorio del’Istituto Italiano della Saldatura.
Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2009 303
www.thetis.tv
COMPO+
TEC
2009
21/22/23 OTTOBRE
2a RASSEGNA INTERNAZIONALE
DELLA PRODUZIONE IN MATERIALE
COMPOSITO E TECNOLOGIE CORRELATE
Carrara - Complesso Fieristico
e
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F
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Web Media Partner:
In collaborazione con:
Ministero
dello Sviluppo Economico
PROVINCIA
DI MASSA CARRARA
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REGIONE
TOSCANA
PR O M OZ I ON E
PR O M OZ I ON E
Cassa
di Risparmio
di Carrara S.p.A.
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CarraraFiere Srl - Viale G. Galilei, 133 - 54033 Marina di Carrara (MS) Italia - Tel.+39 0585 787963 Fax +39 0585 787602 e-mail: [email protected]
Definizione di nuovi
strumenti e metodi
atti alla riduzione
dei fumi di saldatura
nella zona di lavoro
C. Rosellini *
R. Russo *
Sommario / Summary
In base a stime OCSE del 2007 il settore metalmeccanico ha
fatturato in Europa 970 Mld di Euro. Tale ammontare costituisce l’ 8% dell’economia globale europea.
La saldatura, in questo settore, è la più importante tecnica di
giunzione utilizzata per l’assemblaggio ed ha un grande
impatto sulla salute degli operatori in quanto è un lavoro
impegnativo dal punto di vista fisico, che determina una
elevata percentuale di assenze per malattia (circa 160 ore
lavorative all'anno per ogni saldatore). La saldatura è utilizzata in parecchie migliaia di unità applicative, dalle piccole e
medie imprese alle grandi società industriali che impiegano
diverse centinaia di saldatori; i costi di un ammontare così
elevato di assenze per malattia sono, in particolare per le
PMI, fortemente penalizzanti per la situazione finanziaria,
compromettendo in questo modo la loro competitività.
In tale contesto si è svolto, in ambito europeo, il progetto collaborativo di ricerca Econweld, di durata triennale, conclusosi il 31 Marzo 2009, al cui svolgimento hanno partecipato
19 Partners, fra Enti di ricerca, fra i quali l’IIS, piccole e
medie imprese ed Associazioni industriali, appartenenti a 8
diversi Paesi Europei.
Tale progetto era costituito da diverse fasi di lavoro, ognuna
delle quali si interessava di un determinato aspetto, passando
da quello tecnologico all’ergonomia del lavoro, dall’inquinamento ambientale ai costi di esecuzione dei giunti saldati.
Il presente articolo intende riferire in particolare dell’aspetto
ecologico, legato alla rilevazione dei fumi in termini di gas e
particolati, emessi in diverse condizioni applicative, utilizzando nuovi strumenti e metodi atti alla riduzione dei fumi
nella zona di lavoro.
According to OCSE estimate the metal-mechanic sector
(turnover 970 billion € a year in 2007) represents the 8% of
the total EU business.
*
Welding is the most important joining technique in such
sector and it has a great impact on the workers health, as it is
a very demanding job from the physical and the workingenvironment points of view, so determining a high percentage
of sick-leaves: about 160 working hours per welder a year.
Welding is applied in several thousands of application units,
ranging to small SMEs till to great Industries, employing
several thousands of welders. The elevated costs of all those
sick-leaves are extremely threatening the financial position of
SMEs, endangering their competitiveness.
In this precinct the European Collaborative Research Project
Econweld was carried out (having a three years duration)
and it finished on the 31st of March 2009. 19 Partners,
belonging to 8 different European Countries contributed to
the execution of the project; among these are Research Institutes, including IIS, Small and Medium Enterprises and
Industrial Associations.
The Project was constituted by different Work-Phases, each
one of them dealing with a specific aspect, ranging from technology, to working ergonomics, to working environment pollution till to the execution costs of the welded joints.
This paper intends to present a survey about the ecological
aspects, connected to the welding fumes detection (in terms of
gases and particulates), which are emitted in different
applicative situations, by utilizing new methods and tools
suitable to the reduction of the fumes in the working area.
Keywords:
Aluminium alloys; austenitic stainless steels; carbon manganese steels; costs; filler materials; fume; GMA welding;
health and safety; MAG welding; occupational health;
research and development; shielding gases; stainless steels;
torches; ventilating; ventilation equipment.
Istituto Italiano della Saldatura - Genova.
Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2009 305
C. Rosellini e R. Russo - Definizione di nuovi strumenti e metodi atti alla riduzione dei fumi di saldatura nella zona di lavoro
1. Introduzione
La presente indagine è stata svolta nell’ambito di esecuzione del progetto di
ricerca europeo ECONWELD (Coll-CT2005-516336), che aveva come obbiettivi quelli di realizzare delle soluzioni di
saldatura di tipo ecologico ed ergonomico senza trascurare l’aspetto economico.
Uno dei “deliverable” del progetto
(D2.9) aveva come obbiettivo quello di
individuare dei metodi idonei per la
riduzione dei fumi alla fonte, cioè nel
luogo ove essi hanno origine, esattamente al di sopra del bagno di saldatura.
L’attività sperimentale ha investigato
diverse possibilità di intervento. Tra
queste possiamo elencare le seguenti:
1) Aggiunta di particelle criogeniche al
gas di protezione.
2) Diminuzione della temperatura di
formazione delle gocce di metallo
fuso.
3) Definizione di nuovi materiali d’apporto e miscele di gas di protezione.
In aggiunta a quelli sopra elencati, quale
ulteriore strumento idoneo ad asportare i
fumi prodotti dalla zona di lavoro è stata
utilizzata la torcia MAG aspirante, fabbricata dalla società Aspirmig, con funzionalità ottimizzata per quanto riguarda
Figura 1 - Fume-box utilizzate all’Instytut
Spawalnitca (PL) per l’analisi dei gas e dei
particolati.
306 Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2009
la captazione dei fumi dal punto di vista
fluodinamico. Tale attività ha costituito
un apposito “deliverable” (Del. D2.7)
durante lo svolgimento del progetto.
Lo svolgimento del progetto
ECONWELD ha comportato, nella sua
globalità, l’esecuzione di diverse fasi di
lavoro; due di queste, in particolare, si
erano interessate della rilevazione della
quantità di fumi che venivano sviluppati
sia in condizioni di lavoro “normali”,
cioè senza l’adozione di alcun accorgimento atto a ridurre la produzione dei
fumi nella zona di lavoro (Del. D2.6),
che in condizioni di lavoro “migliorate”,
adottando cioè gli accorgimenti elencati
in precedenza e atti allo scopo
(Del. D2.10).
2. Attività sperimentale
Le sperimentazioni effettuate hanno
preso in esame le modalità di intervento
indicate al paragrafo precedente, e in
particolare:
1) Aggiunta di particelle criogeniche al
gas di protezione.
2) Diminuzione della temperatura di
formazione delle gocce di metallo
fuso, mediante la tecnica di saldatura
CDP (Cold Double Pulse).
3) Definizione di nuovi materiali d’apporto e miscele di gas di protezione.
4) Utilizzo della torcia MAG aspirante.
I risultati di effettuazione delle attività
sperimentali sopraindicate sono riportati
nei successivi paragrafi.
L’attività indicata al punto 1) è stata
effettuata presso i laboratori della SIAD-
Italargon SpA (una consociata della
Praxair) di Dalmine (BG).
Le attività sperimentali indicate ai punti
2), 3) e 4) sono state svolte in suddivisione tra diversi Enti di Ricerca appartenenti al Consorzio e hanno preso in
esame lo studio dei seguenti materiali:
• Acciaio S355JR-EN 10025-2 (acciaio
al C-Mn)
• Acciaio X2CrNiMo (acciaio inossidabile AISI 316L)
• Leghe di alluminio AW6082 e
AW5083, EN 573-3.
Il dettaglio delle prove eseguite è indicato nella Tabella I.
La determinazione dei gas e dei particolati, contenuti nei fumi di saldatura, è
stata effettuata impiegando apposite
apparecchiature e attrezzature (fumebox). Il tutto è avvenuto in accordo alle
norme internazionali EN ISO 15011-1
(per i particolati) ed EN ISO 15011-2
(per i gas).
Nelle Figure 1, 2 e 3 sono rappresentate
alcune delle attrezzature utilizzate per
l’esecuzione delle prove.
Nella Tabella I sono indicate le diverse
combinazioni degli elementi (tecnica
pulsata CDP, miscele di gas protettivi,
torcia di saldatura normale o aspirante)
che costituiscono le differenti condizioni
sperimentali.
In tutto sono state riprodotte 13 differenti condizioni sperimentali. In conformità a quanto previsto dalle norme
EN ISO 15011-1 e EN ISO 15011-2
sono state eseguite tre serie di prove per
ciascuna condizione sperimentale.
Nel caso delle leghe di alluminio non è
stato possibile utilizzare una intensità di
Figura 2 - Attrezzature a corredo.
C. Rosellini e R. Russo - Definizione di nuovi strumenti e metodi atti alla riduzione dei fumi di saldatura nella zona di lavoro
TABELLA I - Diverse combinazioni degli elementi (tecnica pulsata CDP, miscele di gas protettivi, torcia di saldatura normale o
aspirante) che costituiscono le differenti condizioni sperimentali.
Base
Material
Work-phase
1
Work-phase
2
C- Mn
Steel
S355JR
(Fe510)
Stainless
Steel
AISI 316L
Filler
metal
Shielding
gas
Current
Waveform
Normal
wire
82%Ar-18%CO2
Without
pulsing
Green
wire
82%Ar-18%CO2
Without
pulsing
Normal
wire
Ternary mixture
Green
wire
Ternary mixture
Normal
wire
Ternary mixture
Normal
wire
99%Ar-1%O2
Normal
wire
99%Ar-1%O2
Work-phase
3
Normal
wire
Aluminium
Alloy
EN AW 6082 Normal
wire
With aspiration
(by Aspirmig)
IIS
1
Normal type
(without aspiration)
IS
2
Normal type
(without aspiration)
IS
3
Without
pulsing
Normal type
(without aspiration)
IS
4
Without
pulsing
Normal type
(without aspiration)
IST
5
Normal type
(without aspiration)
IST
6
With aspiration
(by Aspirmig)
IIS
7
Normal type
(without aspiration)
IST
8
With aspiration
(by Aspirmig)
IIS
9
Normal type
(without aspiration)
IIS
10
With aspiration
(by Aspirmig)
IIS
11
Normal type
(without aspiration)
IIS
12
With aspiration
(by Aspirmig)
IIS
13
Pulsed
Pulsed
Normal
97.5%Ar-2.5%CO2
wire
Aluminium
Alloy
EN AW 5083 Normal
wire
Experimental
condition
Pulsed
Normal
97.5%Ar-2.5%CO2
wire
Normal
wire
Executor*
Pulsed
Pulsed
Pulsed
99.99%Ar
99.99%Ar
Without
pulsing
Pulsed
99.99%Ar
99.99%Ar
Without
pulsing
Welding torch
* IIS - Istituto Italiano della Saldatura - Genova; IS - Instytut Spawalnitca - Gliwice (PL); IST - Instituto Superior Técnico - Lisbona (P).
corrente di saldatura pari a 350 A, con
diametro di filo pari a 1.2 mm.
Per questo motivo, al fine di non impiegare un altro filo di diametro maggiore
(che avrebbe introdotto un’altra variabile indesiderata nel disegno dell’esperimento) è stato scelto di effettuare solo
due serie di prove, adottando dei parametri di saldatura (in particolare il
valore dell’intensità di corrente) a livello
intermedio in confronto con i tre originari.
3. Caratteristiche e risultati
ottenuti con la modalità di
intervento 1) “Aggiunta di
particelle criogeniche al gas di
protezione”
Questa possibilità è scaturita sulla base
di una esperienza simile sviluppata in
altri settori di applicazione, come ad
esempio la discagliatura di lamiere effettuata per mezzo di un getto di aria pressurizzata. In quel caso fu sviluppato da
alcuni ricercatori del Politecnico di Delft
(NL) un dispositivo originale che apportava cristallo di azoto solido all’interno
di un getto di aria pressurizzata, indirizzata sulla superficie della lamiera.
L’aggiunta di particelle solide di piccole
dimensioni raggiunse l’obbiettivo di
ridurre i copiosi fumi, emessi durante la
discagliatura delle lamiere.
Con un simile intento sono state eseguite
alcune prove sperimentali, addizionando
cristalli solidi di CO 2 al gas di protezione utilizzato nel processo di saldatura
MAG.
Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2009 307
C. Rosellini e R. Russo - Definizione di nuovi strumenti e metodi atti alla riduzione dei fumi di saldatura nella zona di lavoro
Figura 3 - Fume-box utilizzata all’IIS per
l’analisi di gas e particolati.
Tali prove sperimentali sono state eseguite presso i laboratori della SIAD - Italargon SpA.
In tali laboratori sono state eseguite
prove di saldatura impiegando una particolare torcia MAG, nel cui ugello sono
stati fatti fluire alcuni grani solidi di CO2
di piccolissime dimensioni (≤ 0.1 mm)
per raffreddare il gas di protezione e
l’arco.
La torcia era raffreddata ad acqua ed
internamente al suo ugello per l’adduzione del gas era stato inserito un tubicino di diametro pari a 6 mm, entro il
quale fluivano i grani solidi di CO2.
A monte, un sistema ad espansione alimentato da due bombole di CO2 faceva
sì che questo producesse i grani solidi,
Figura 5 - Torcia MAG modificata.
308 Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2009
per via del rapido
raffreddamento
determinato
dall’espansione;
la
pressione
quindi li spingeva
all’interno della
torcia.
Nelle Figure 4 e 5
sono riportate
rispettivamente le
foto del sistema
ad espansione alimentato dalle
bombole di CO 2
e la torcia di saldatura modificata.
I risultati di
queste prove non
sono stati positivi.
Riteniamo che ciò
sia dovuto ai
seguenti motivi:
• La torcia era di tipo artigianale (la sua
realizzazione avrebbe dovuto essere
notevolmente migliorata per quel che
riguarda l’accuratezza di funzionamento dei circuiti trasportanti i
fluidi).
• Non è risultato possibile regolare in
maniera fine il flusso dei grani solidi
di CO 2 (in termini di ampiezza e di
modalità laminare del flusso).
I fattori sopra descritti hanno determinato il fatto che il flusso del gas di protezione divenisse turbolento e ciò ha provocato la formazione di numerose
scintille, così come di porosità nei depositi di saldatura (Fig. 6).
Figura 4 - Sistema per l’adduzione di cristalli
solidi di CO2 nel gas di protezione.
4. Caratteristiche della modalità
di intervento 2) “Diminuzione
della temperatura di
formazione delle gocce di
metallo fuso”
L’idea alla base di questa procedura è
quella di diminuire la temperatura di formazione delle gocce di metallo fuso,
quando queste sono prodotte e si distaccano dalla punta del filo, poiché si può
ipotizzare che in questo modo la velocità
di formazione dei fumi (FER - Fume
Emission Rate) diminuisca di conseguenza.
Il modo più efficace per ridurre la temperatura di formazione delle gocce è
Figura 6 - Produzione di spruzzi e scintille
durante la saldatura.
C. Rosellini e R. Russo - Definizione di nuovi strumenti e metodi atti alla riduzione dei fumi di saldatura nella zona di lavoro
CDP Waveform
Figura 7 - Forma d’onda CDP.
quello di abbassare l’apporto termico al
valore più basso possibile, idoneo a produrre un cordone di saldatura di forma
accettabile ed esente da difetti.
Negli ultimi anni è stata sviluppata una
nuova tecnica di saldatura MAG che raggiunge questo scopo: questa viene detta
tecnica CDP (Cold Double Pulse).
Tale modalità di trasferimento combina
due livelli dei valori di corrente/tensione
per la formazione e la deposizione delle
gocce: il primo livello, corrispondente al
cosiddetto regime di “parametri caldi”,
determina la penetrazione della saldatura; il secondo livello, corrispondente al
cosiddetto regime di “parametri freddi”,
permette la riduzione della temperatura
del bagno fuso.
Nella Figura 7 è rappresentato questo
tipo di forma d’onda.
5. Caratteristiche della modalità
di intervento 3) “Definizione
di nuovi materiali di apporto e
miscele di gas di protezione”
Un’altra valida possibilità per ridurre i
fumi di saldatura nel processo
MIG/MAG è quella di utilizzare materiali di apporto e miscele di gas di protezione che sviluppano quantità di fumi
ridotte in confronto a fili di apporto e
miscele tradizionali.
Recentemente sono state sviluppate
nuove combinazioni di materiali di
consumo in grado di incontrare maggiormente il gradimento del saldatore, sia
per quanto riguarda il loro funzionamento, sia per l’impatto sull’ambiente di
saldatura.
Diversi fattori influenzano la quantità di
formazione dei fumi; tra questi il conte-
Figura 8 - Schematizzazioni 3D del modello
geometrico del corpo torcia.
nuto di carbonio gioca un ruolo fondamentale in combinazione con gli elementi contenuti nel nucleo.
È noto, infatti, che per i fili animati la
formazione dei fumi è principalmente
generata dalla reazione del carbonio
contenuto nel filo con l’ossigeno presente nell’atmosfera d’arco, per formare
CO e CO2.
Queste formazioni di gas e la sublimazione del carbonio causano disturbi e
interruzioni dell’arco durante la saldatura e, in conseguenza, determinano la
formazione di particelle metalliche che
vengono emesse dal mantello e dal
nucleo nell’atmosfera.
Anche il tipo di gas di protezione ha in
genere un effetto sostanziale sulla velocità di formazione dei fumi (FGR Fume Generation Rate). L’effetto dei gas
di protezione sulla FGR è particolarmente sensibile quando si utilizzano fili
animati.
Notevoli attività di ricerca sono state
condotte e sono ancora in corso al fine di
definire fili animati da utilizzare in combinazione con miscele ternarie
Ar/He/CO2 e Ar/ CO2/O2.
Tuttavia, alcuni fili animati di nuovo
tipo si comportano molto bene anche utilizzando solamente CO 2 come gas di
protezione e producono quantità di fumi
relativamente basse con buone caratteristiche meccaniche.
Nell’ambito dell’attività sperimentale
relativa al progetto ECONWELD
sono state eseguite molte prove allo
scopo di investigare i valori, in termini di
FGR, che possono essere ottenuti utilizzando alcuni tipi di fili animati (green
wires) in combinazione con differenti
gas di protezione (miscele binarie o ternarie).
6. Caratteristiche della modalità
di intervento 4) “Utilizzo della
torcia MAG aspirante”
Sfruttando un’idea originale, scaturita
dall’impiego di una torcia MAG aspirante già esistente e fabbricata dalla
società Aspirmig di Virle Piemonte
(Torino), è stata dapprima effettuata una
schematizzazione CAD 3D di un nuovo
modello di corpo idraulico costituente la
parte interna della torcia.
Nella Figura 8 sono rappresentati
alcuni schizzi del modello di tale dispositivo.
La particolarità di tale dispositivo è
legata al fatto che, oltre ad addurre il gas
di protezione attraverso l’estremità
dell’ugello, sopra il bagno di saldatura,
esso aspira anche i fumi prodotti durante
la saldatura, convogliandoli attraverso
tre idonee aperture praticate sulla sua
superficie laterale.
In seguito è stata effettuata una modellizzazione funzionale di tale dispositivo
(Figg. 9 e 10), facendo uso del programma computazionale fluodinamico
Fluent, che è particolarmente adatto a
verificare le caratteristiche dinamiche
del moto di diversi tipi di fluidi. Per fare
ciò è stata ipotizzata l’assunzione di una
serie di parametri operativi fondamentali, quali: pressione, velocità, flusso del
gas, ecc..
Attraverso la reiterazione di diverse
serie di parametri ed alcune verifiche
sperimentali è stato possibile produrre
un nuovo corpo torcia, inserito
nel relativo alloggiamento, avente
caratteristiche funzionali migliorate,
in grado di catturare in pratica la
totalità dei fumi prodotti durante la saldatura.
Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2009 309
C. Rosellini e R. Russo - Definizione di nuovi strumenti e metodi atti alla riduzione dei fumi di saldatura nella zona di lavoro
Figura 9 - Distribuzione della
concentrazione di gas protettivo nello
spazio in prossimità dell’estremità
dell’ugello.
7. Risultati ottenuti con le
modalità di intervento 2),3),4)
Nella Tabella II sono riportati i risultati
ottenuti (in termini di gas e particolati)
nello svolgimento dell’attività sperimentale indicata al punto 2, alle voci 2), 3)
e 4).
In accordo a quanto previsto dalla norma
EN ISO 15011- 1 per i particolati, ogni
Figura 10 - Esempio di rappresentazione del
campo di moto dei fumi intorno alla torcia.
risultato è stato ottenuto come media di
tre determinazioni.
Allo scopo di effettuare dei confronti
accurati tra i risultati ottenuti nelle
diverse situazioni di lavoro, in particolare tra quelle eseguite in condizioni
“normali”, come specificato nell’introduzione all’articolo, e quelle effettuate
in condizioni “migliorate” (adottando
cioè gli opportuni accorgimenti atti a
Figura 11 - Confronto fra prove eseguite in condizioni “normali” e “migliorate” (FER) [mg/min].
310 Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2009
ridurre la produzione di fumi nella zona
di lavoro), si riporta la Tabella III che
mostra i risultati ottenuti nella precedente fase di lavoro (Del. D2.6), nella
quale le rilevazioni erano state effettuate
in condizioni di saldatura “normali”.
Per quanto riguarda i gas possiamo dire
che ogni condizione di lavoro migliorata
(forma d’onda pulsata, materiali di
consumo innovativi: fili animati e nuove
C. Rosellini e R. Russo - Definizione di nuovi strumenti e metodi atti alla riduzione dei fumi di saldatura nella zona di lavoro
TABELLA II - Composizione dei fumi di saldatura sviluppati nelle diverse situazioni sperimentali.
Effective Parameters
V [V]
I [A]
Test 1
Test 2
Test 3
22
24
28
150
220
300
Test 1
Test 2
Test 3
22
24
28
150
218
298
Test 1
Test 2
Test 3
22
24
28
150
218
298
Test 1
Test 2
Test 3
22
24
28
150
218
298
Test 1
Test 2
Test 3
22
24
28
150
218
298
v
[mm/min]
NO
NO2
CO
CO2
Particulates
[ppm]
[ppm]
[ppm]
[ppm]
[mg/s]
0
0
0
500
500
500
4.7
9.7
9
70
140
190
-
4.31
6.24
9.86
27
33
76
-
1.75
2.15
2.48
48
85
114
-
2.52
3.64
5.03
0
0
0
0
0
0.13
45.3
70.3
83.3
0
0
0
0.7
0.63
0.9
21.0
24.0
26.3
0
0
11
450
450
550
8.2
13.7
8.2
0
0
0
0.27
0.2
0.2
19.7
28.3
33.7
0
0
0
550
450
450
8.3
8.7
11.2
0
0
650
650
143.2
237.7
0
0
600
700
10.7
46.7
0
0
600
650
148
224.4
0
0
750
750
24.7
25.8
Work-Phase 1 Experimental condition 1
180
280
380
0
0
0
0
0
0
Work-Phase 1 Experimental condition 2
180
280
380
1
3
6
0
1
3
Work-Phase 1 Experimental condition 3
180
280
380
1
1
2
2
6
7
Work-Phase 2 Experimental condition 4
180
280
380
1
2
5
1
1
2
Work-Phase 2 Experimental condition 5
180
280
380
8.3
14.3
27.7
1900
1900
1900
Work-Phase 2 Experimental condition 6
Test 1
Test 2
Test 3
22
24
28
150
218
298
Test 1
Test 2
Test 3
22
24
28
150
218
298
Test 1
Test 2
Test 3
22
24
28
150
218
298
Test 1
Test 2
Test 3
22
24
28
150
218
298
Test 1
Test 2
23
25
140
240
180
280
380
1
1
1.3
1800
1800
1800
Work-Phase 2 Experimental condition 7
180
280
380
0
0
6
0
0
0
Work-Phase 2 Experimental condition 8
180
280
380
19.7
22.7
29
1900
1900
1900
Work-Phase 2 Experimental condition 9
180
280
380
0
0
0
0
0
0
Work-Phase 3 Experimental condition 10
180
280
0
1
3.5
8.1
Work-Phase 3 Experimental condition 11
Test 1
Test 2
23
25
140
240
Test 1
Test 2
23
25
140
240
Test 1
Test 2
23
25
140
240
180
280
0
0
0.6
1.3
Work-Phase 3 Experimental condition 12
220
300
0
7
4.3
9.1
Work-Phase 3 Experimental condition 13
220
300
0
0
0.5
0.9
Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2009 311
C. Rosellini e R. Russo - Definizione di nuovi strumenti e metodi atti alla riduzione dei fumi di saldatura nella zona di lavoro
TABELLA III - Composizione dei fumi di saldatura rilevati nella precedente fase di lavoro (Del. D2.6) in condizioni “normali”.
Effective Parameters
V [V]
I [A]
v
[mm/min]
NO
NO2
CO
CO2
Particulates
[ppm]
[ppm]
[ppm]
[ppm]
[mg/s]
2300
2350
2400
3.0
4.9
8.1
1800
1800
1800
1.16
1.71
3.98
1900
1900
1900
1.18
2.06
3.05
Base Material: Mild Steel (C-Mn) S 355 JR-EN 10025-2
Filler Metal: EN 440 G2Si; Øwire = 1.2 mm
Shielding Gas: EN 439 M21 (mix: 82Ar-18CO2 )
Test 1
Test 2
Test 3
22
24
28
150
218
298
180
280
380
5.6
8
48.6
7.2
22
49.4
80
160
230
Base Material: Stainless Steel EN 10088 X2CrNiMo (AISI 316L)
Filler Material: EN 10072 G 19 12 3 (AISI 316L); Øwire = 1.2 mm
Shielding Gas: EN 439 M13 (mix 99Ar-1O2)
Test 1
Test 2
Test 3
22
24
28
150
220
300
180
280
380
1
2
11
0.4
0.6
1.3
0
0
2
Base Material: Stainless Steel EN 10088 X2CrNiMo (AISI 316L)
Filler Material: EN 10072 G 19 12 3 (AISI 316L); Øwire = 1.2 mm
Shielding Gas: EN 439 M11 (mix 97.5Ar-2.5O2)
Test 1
Test 2
Test 3
22
24
28
150
220
300
180
280
380
0
1
3
0.4
0.2
1.1
19
21
19
Base Material: Aluminium Alloy EN 573-3 EN AW 6082
Filler Material: Aluminium Alloy EN 18273 Al 5356 (AlMg5Cr); Øwire = 1.2 mm
Shielding Gas: EN 439 I1 (99.99Ar)
Test 1
Test 2
23
25
140
240
220
300
4
21
4.5
9.5
0
0
950
1000
11.66
19.99
Base Material: Aluminium Alloy EN 573-3 EN AW 5083
Filler Material: Aluminium Alloy EN 18273 Al 5356 (AlMg5Cr); Øwire = 1.2 mm
Shielding Gas: EN 439 I1 (99.99Ar)
Test 1
Test 2
23
25
140
240
miscele di gas protettivi, torcia aspirante), determina una significativa riduzione dei contenuti di gas su ogni tipo di
materiale: acciaio al C-Mn, acciaio
inossidabile AISI 316L e leghe di alluminio.
Tale effetto è osservabile per tutti i tipi di
gas NO, NO 2 e CO, tranne che per la
CO 2, per la quale è decisamente meno
evidente.
Tale comportamento può essere considerato del tutto normale, in quanto le rilevazioni degli strumenti effettuate nei
“fume-box” misurano anche il contenuto
della CO2 presente nell’aria atmosferica.
Per quanto riguarda invece i particolati,
attraverso i risultati della Tabella II è
stato preparato il grafico, riportato nella
Figura 11, che mostra in maniera quantitativa i valori ottenuti in ogni prova.
In tale grafico è possibile osservare in
312 Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2009
220
300
4
63
4.6
15
forma “visiva” le differenze tra i risultati
ottenuti nelle diverse condizioni di
prova.
I risultati mostrati nel grafico della
Figura 11 (espressi in mg/min) non permettono di effettuare un confronto corretto tra i fili pieni e i fili animati (green
wires): ciò è dovuto al fatto che a parità
di corrente, l’efficienza di deposito di
questi due tipi di fili è molto differente,
perché questi due materiali di apporto
non sono omogenei: in un caso abbiamo
tutto metallo (filo pieno); nell’altro (filo
animato) abbiamo un rivestimento
metallico entro il quale è contenuto del
flusso.
Per questo motivo è necessario esprimere l’indicazione della quantità di fumi
prodotti durante la saldatura in un’altra
unità di misura, cioè è necessario
passare da mg/min a mg/kg (di materiale
0
0
800
750
13.99
24.65
depositato). In questo modo i fumi prodotti non sono più riferiti a un’unità di
tempo (min) ma a un’unità di massa (kg
di materiale depositato).
Queste due quantità sono dette, rispettivamente: FER - Fume Emission Rate
(mg/min) ed FGR - Fume Generation
Rate (mg/kg).
Al fine di determinare la FGR è necessario conoscere la quantità di metallo che è
stato depositato nel tempo di prova
(almeno 30 s secondo la norma EN ISO
15011-1). Questo può essere fa tto
pesando le lamiere prima e dopo l’esecuzione della passata di saldatura.
Per i fili pieni (e solo per questi) la valutazione della FGR può essere ottenuta
dalla FER per mezzo di un semplice
calcolo, che porta alla determinazione
della quantità di metallo depositato
conoscendo la velocità di deposito del
C. Rosellini e R. Russo - Definizione di nuovi strumenti e metodi atti alla riduzione dei fumi di saldatura nella zona di lavoro
Figura 12 - Confronto fra prove eseguite in condizioni “normali” e “migliorate” - (FGR) [mg/kg].
materiale d’apporto (essendo questa
costante in quanto la corrente di saldatura non varia durante la prova) e la sua
massa volumica.
La formula che può essere utilizzata al
fine di calcolare le FGR (mg/kg di deposito) attraverso la conoscenza della
quantità di materiale depositato è la
seguente:
FGR = Mfumo / Mmetallo di apporto, mg/kg
(tolleranza 0.01 mg/kg di deposito)
dove:
Mfumo - massa di fumo, mg
(tolleranza 0.1 mg)
Mmetallo di apporto- massa di metallo di
apporto deposito, kg
(tolleranza 0.001 kg)
La massa di materiale depositato può
essere calcolata secondo la seguente
formula:
Mmetallo di apporto= Vfilo · γ · 10-3, kg
(tolleranza 0.001 kg)
dove:
Mmetallo di apporto - massa di metallo di
apporto deposito, kg
Vfilo - volume di filo depositato, dcm3
(tolleranza 0.01 dcm3)
γ - massa volumica
(densità di massa), kg/m3
dove:
d - diametro del filo, mm
(tolleranza 0.1 mm)
v - velocità del filo, m/s
(tolleranza 0.01 m/s)
t - tempo di prova
(durata di saldatura), s
Ricalcolando le quantità dei fumi prodotti, espresse nella nuova unità di misura
FGR (mg/kg), è stato possibile preparare
il nuovo grafico (Fig. 12) nel quale, analogamente al precedente grafico
(Fig. 11), è possibile osservare in forma
“visiva” le differenze tra i risultati ottenuti nelle diverse condizioni di prova. In
questo caso, però, a differenza di quanto
raffigurato nel grafico della Figura 11, è
possibile effettuare un confronto corretto
fra tutti i tipi di fili e in modo particolare
fra quelli pieni e quelli animati.
Estrapolando dal grafico della Figura 11
i risultati relativi alle prove eseguite
utilizzando la tecnica CDP e confrontandoli con quelli ottenuti nel precedente
Deliverable D2.6 (riportati nella
Tabella III), nel quale le prove erano
finalizzate alla rilevazione della quantità
di fumi sviluppati in condizioni
normali, trasformati in unità di misura
FGR (mg/kg), è stato possibile creare il
grafico riportato nella Figura 13, nel
quale possono essere evidenziate le differenze ottenibili attraverso l’impiego
di tale tecnica innovativa.
7.1 Prove supplementari con fili
animati e miscele di gas di tipo
innovativo
Per quanto riguarda questa modalità
di intervento sono state effettuate un
certo numero di prove supplementari,
rispetto a quelle elencate nella Tabella
II, al fine di indagare in maniera più
approfondita i risultati ottenibili in tali
condizioni.
Questa scelta è dovuta al fatto che
l’attività di ricerca in tale campo ha
subito recentemente un notevole sviluppo, portando alla formulazione di
nuovi tipi di materiali di consumo: fili
animati e anche fili pieni, aventi contenuto ridotto di rame nel loro rivestimento, che utilizzati in combinazione
con miscele di gas protettivo appropriate sviluppano quantità di fumi limitate durante la saldatura.
Nelle tabelle seguenti (IV÷X) sono
riportati i risultati ottenuti durante l’esecuzione di tali prove, in termini di gas e
particolati, in funzione delle diverse
modalità operative legate all’utilizzo di
differenti parametri di saldatura.
Tali serie di prove sono state eseguite, in
particolare, dall’Instytut Spawalnitca di
Gliwice (PL).
I risultati ottenuti nelle prove precedenti,
in termini di quantità di formazione di
fumi (FGR), sono sintetizzati nel grafico
della Figura 14.
Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2009 313
C. Rosellini e R. Russo - Definizione di nuovi strumenti e metodi atti alla riduzione dei fumi di saldatura nella zona di lavoro
Figura 13 - Confronto fra prove eseguite in condizioni “normali” e “migliorate” (soltanto tecnica CDP) - (FGR) [mg/kg].
TABELLA IV - Emissione di fumi e di gas durante la saldatura MAG di acciaio al C-Mn. Filo di apporto animato (green wire).
Type of welding consumables: metal tubular cored (green) wires
Type of wires
Shielded gas
SAFDUAL
82%Ar+18%O2
GREEN 207,
φ 1.2 mm
Test condition 2
SAFDUAL
91%Ar+15%CO2
GREEN 207,
+ 4%O2
φ 1.2 mm
Test condition 4
Welding
parameters
Fume
Fume
Gases
Gases
Gases
Gases
Formation Generation Formation
Generation
Formation
Generation
Rates
Rates
Rates NOx
Rates NOx
Rates CO
Rates CO
[mg/s]
[mg/kg]
[ppm]
[mg/s] [mg/kg]
[ppm]
[mg/s] [mg/kg]
I=150[A]
U=21[V]
4.31
8795.92
NO - 1
NO2 - 0
0.01
25.23
70
0.8
1641.43
I=220[A]
U=23[V]
6.24
9904.76
NO - 3
NO2 - 1
0.06
88.89
140
1.61
2553.34
I=300[A]
U=28[V]
9.86
8285.70
NO - 6
NO2 - 3
0.13
110.01
190
2.18
1834.15
I=150[A]
U=21[V]
2.52
5142.86
NO - 1
NO2 - 1
0.03
63.83
48
0.55
1125.93
I=220[A]
U=23[V]
3.64
5777.78
NO - 2
NO2 - 1
0.04
69.26
85
0.98
1556.75
I=300[A]
U=28[V]
5.03
4226.89
NO - 5
NO2 - 2
0.1
83.73
114
1.32
1106.56
TABELLA V - Emissione di fumi e di gas durante la saldatura MAG pulsata di acciaio al C-Mn con filo pieno Autrod 12.95 (ESAB).
Type of welding consumables: solid wire Autrod 12.95 (ESAB)
Type of wires
Shielded gas
Autrod 12.95
91%Ar+5%CO2
φ 1.2 mm
+4%O2
Test condition 3
Welding
parameters
Fume
Fume
Gases
Gases
Gases
Gases
Formation Generation Formation
Generation
Formation
Generation
Rates
Rates
Rates NOx
Rates NOx
Rates CO
Rates CO
[mg/s]
[mg/kg]
[ppm]
[mg/s] [mg/kg]
[ppm]
[mg/s] [mg/kg]
I=150[A]
U=21[V]
1.75
3554.97
NO - 1
NO2 - 2
0.05
102.15
27
0.31
633.55
I=220[A]
U=23[V]
2.15
3396.97
NO - 1
NO2 - 6
0.13
199.21
53
0.61
967.27
I=300[A]
U=27[V]
2.48
2351.02
NO - 2
NO2 - 7
0.16
149.24
76
0.88
832.22
314 Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2009
C. Rosellini e R. Russo - Definizione di nuovi strumenti e metodi atti alla riduzione dei fumi di saldatura nella zona di lavoro
TABELLA VI - Emissione di fumi e di gas durante la saldatura MAG di acciaio al C-Mn. Filo di apporto animato (green wire).
Type of welding consumables: metal tubular cored (green) wires
Type of wires
Welding
parameters
Fume Formation
Rates
[mg/s]
Gases Formation
Rates NOx
[mg/s]
Gases Formation
Rates CO
[mg/s]
I=150A U=17.6 V
I=200A U=19.7 V
I=250A U=22.5 V
I=300A U=24.3 V
I=150A U=18.2 V
I=200A U=20.2 V
I=250A U=22.8 V
I=300A U=26.6 V
I=150A U=19.3 V
I=200A U=21.3 V
I=250A U=22.6 V
I=300A U=24.2 V
I=150A U=19.2 V
I=200A U=21.6 V
I=250A U=19.3 V
I=300A U=29.4 V
2.40
3.70
4.47
5.17
3.88
4.42
5.05
6.36
2.28
3.62
6.93
4.10
4.96
5.94
11.41
8.73
0.03
0.06
0.06
0.02
0.02
0.02
0.03
0.03
0.02
0.04
0.05
0.13
0.22
0.25
0.29
1.02
1.92
2.18
2.49
0.19
0.25
0.30
0.31
1.00
1.57
2.00
2.38
Shielded gas
SAFDUAL GREEN 207,
φ 1.2 mm
Tests condition A
95%Ar+5%O2
SAFDUAL GREEN 207,
φ 1.2 mm
Tests condition B
92%Ar+8%CO2
SAFDUAL GREEN 201,
φ 1.2 mm
Tests condition C
95%Ar+5%O2
SAFDUAL GREEN 201,
φ 1.2 mm
Tests condition D
92%Ar+8%CO2
TABELLA VII - Composizione chimica dei fumi di saldatura.
Type of wires
Chemical composition %
Shielded gas
Fe
Mn
Si
Cr
Ni
SAFDUAL GREEN 207
95% Ar + 5%O2
92%Ar+8%CO2
49.08
48.62
9.84
12.29
3.06
3.42
0.13
0.10
0.07
0.02
SAFDUAL GREEN 201
95% Ar + 5%O2
92%Ar+8%CO2
42.54
53.46
9.67
16.62
4.65
3.63
0.01
0.01
0.013
0.015
TABELLA VIII - Emissione di fumi e di gas durante la saldatura MAG di acciaio al C-Mn con fili pieni Autrod 12.95 (ESAB), con
rivestimento di Cu, e Aristo Rod 12.50 (ESAB), con Cu nel rivestimento.
Type of welding consumables: solid wire Autrod 12.95 (ESAB) with coat Cu
Type of wires
Shielded gas
Autrod 12.95
φ 1.2 mm
Tests condition E
90%Ar+10%CO2
Autrod 12.95
φ 1.2 mm
Tests condition F
60%Ar+10%CO2
+30%He
Per quanto riguarda tali risultati si
possono esprimere le seguenti considerazioni:
• Come considerazione di carattere
generale si può osservare che i risultati sono notevolmente dispersi in
Welding
parameters
Fume Formation
Rates
[mg/s]
Gases Formation
Rates NOx
[mg/s]
Gases Formation
Rates CO
[mg/s]
I=150A U=19.6 V
I=200A U=21.7 V
I=250A U=25.6 V
I=300A U=28.3 V
I=150A U=20.2 V
I=200A U=23.2 V
I=250A U=26.8 V
I=300A U=29.6 V
1.78
3.53
4.37
6.79
4.03
4.34
4.74
6.94
0.02
0.04
0.04
0.05
0.00
0.01
0.03
0.06
1.38
1.92
2.28
2.48
0.74
1.01
1.30
1.71
dipendenza delle combinazioni di fili:
a seconda che siano animati (green)
oppure pieni, con o senza rame nel
rivestimento, e delle miscele di gas
protettive: binarie, con differenti contenuti di gas attivo (CO 2 o O 2 ),
oppure ternarie.
• Inoltre si può rilevare un andamento
dei valori di FGR di tipo non monotóno, in funzione della corrente di
saldatura, poiché è possibile riscontrare bassi valori di FGR sia ai bassi
Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2009 315
C. Rosellini e R. Russo - Definizione di nuovi strumenti e metodi atti alla riduzione dei fumi di saldatura nella zona di lavoro
TABELLA IX - Emissione di fumi e di gas durante la saldatura MAG di acciaio al C-Mn con fili pieni Autrod 12.95 (ESAB), con
rivestimento di Cu, e Aristo Rod 12.50 (ESAB), senza Cu nel rivestimento.
Type of welding consumables: solid wire Aristo Rod 12.50 (ESAB) without coat Cu
Type of wires
Shielded gas
Aristo Rod 12.50
φ 1.2 mm
Tests condition G
90%Ar+10%CO2
Aristo Rod 12.50
φ 1.2 mm
Tests condition H
60%Ar+10%CO2
+30%He
Welding
parameters
Fume Formation
Rates
[mg/s]
Gases Formation
Rates NOx
[mg/s]
Gases Formation
Rates CO
[mg/s]
I=150A U=19.6 V
I=200A U=21.7 V
I=250A U=25.6 V
I=300A U=28.3 V
I=150A U=20.2 V
I=200A U=23.2 V
I=250A U=26.8 V
I=300A U=29.6 V
1.04
3.21
4.15
5.60
2.26
3.98
4.38
5.86
0.01
0.02
0.03
0.06
0.01
0.03
0.03
0.04
1.64
2.03
2.38
2.59
0.97
1.05
1.21
1.41
TABELLA X - Emissione di fumi e di gas durante la saldatura MAG di acciaio al C-Mn con filo pieno Autrod 12.95 (ESAB) e
diverse miscele protettive.
Type of wires
Shielded gas
Autrod 12.95
φ 1.2 mm
90%Ar+10%CO2
Autrod 12.95
φ 1.2 mm
60%Ar+10%CO2
+30%He
Autrod 12.95
φ 1.2 mm
83%Ar+13%CO2
+4%O2
Autrod 12.95
φ 1.2 mm
91%Ar+5%CO2
+4%O2
che agli alti valori di corrente: gli
inviluppi dei segmenti raffiguranti
i valori sul grafico sono del tipo
“a campana”.
• In riferimento ai fili animati (green),
la miscela 95%Ar+5%O2 dà luogo a
dei valori di FGR globalmente più
bassi rispetto alla miscela
92%Ar+8%CO 2 (dalla Figura 14 si
può vedere che gli istogrammi relativi
alle prove “A” e “C” hanno delle
altezze più contenute rispetto a quelli
delle prove “B” e “D”).
• Si può anche rilevare come l’effetto
positivo dei fili animati (green), in
termini di riduzione dei valori di
FGR, sia più elevato agli alti valori di
316 Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2009
Welding
parameters
Fume Formation
Rates
[mg/s]
Gases Formation
Rates NOx
[mg/s]
Gases Formation
Rates CO
[mg/s]
I=150A U=19.6 V
I=200A U=21.7 V
I=250A U=25.6 V
I=300A U=28.3 V
I=150A U=20.2 V
I=200A U=23.2 V
I=250A U=26.8 V
I=300A U=29.6 V
I=150A U=19.6 V
I=200A U=21.7 V
I=250A U=25.6 V
I=300A U=28.3 V
I=150A U=20.2 V
I=200A U=23.2 V
I=250A U=26.8 V
I=300A U=29.6 V
1.78
3.53
4.37
6.79
4.03
4.34
4.74
6.94
4.37
4.94
5.57
5.94
3.59
4.40
4.98
5.69
0.02
0.04
0.04
0.05
0.00
0.01
0.03
0.06
0.01
0.02
0.03
0.06
0.01
0.03
0.03
0.04
1.38
1.92
2.28
2.48
0.74
1.01
1.30
1.71
0.51
0.78
0.92
1.07
0.25
0.30
0.45
0.51
corrente di saldatura (300 A) ed è
anche ragionevole attendersi come
essi si possano ulteriormente ridurre
all’aumentare della corrente.
• Anche nel caso del filo pieno Autrod
12.95, contenente rame nel rivestimento (prova “E”), è possibile
osservare un valore abbastanza contenuto di FGR (3.600 mg/kg), in particolare a bassi valori di corrente
(150 A).
• Anche il filo pieno Aristo Rod 12.50
senza rame nel rivestimento,
utilizzato in combinazione con
la miscela 90%Ar-10%CO 2, ha evidenziato un valore di FGR decisamente buono (2.113 mg/kg di
deposito) alla intensità di corrente di
150 A.
• Confrontando il comportamento dei
fili animati (green) rispetto a quelli
solidi (con o senza rame nel rivestimento), ai valori di corrente più elevati
(300 A), si può osservare che le prove
“A” e “C” (fili animati, con miscela di
gas protettivo contenente il 5 % di O2)
mostrano valori di FGR più bassi che
le prove “E” e “F” (fili pieni con rame
nel rivestimento) e le prove “G” e “H”
(fili pieni senza rame).
I valori di FGR rilevati in ognuna
delle predette situazioni sono, rispettivamente, pari a: 4.345, 3.445, 6.445,
6.579, 5.309, 5.555.
C. Rosellini e R. Russo - Definizione di nuovi strumenti e metodi atti alla riduzione dei fumi di saldatura nella zona di lavoro
Figura 14 - Valori delle FGR [mg/kg] ottenuti dalla combinazione di diversi tipi di fili e miscele di gas di protezione innovative.
8. Commento dei risultati
8.1 Considerazioni sull’utilizzo della
tecnica CDP
Riguardo l’impiego della tecnica CDP si
possono formulare le seguenti considerazioni preliminari:
• La tecnica CDP è decisamente idonea
a determinare, di per sé, una riduzione dei valori di FGR. Ciò avviene
in particolare per l’acciaio inossidabile e per le leghe di alluminio, ma il
suo effetto è apprezzabile anche per
l’acciaio al C-Mn.
• Quando si salda l’acciaio inossidabile le FGR diminuiscono rispettivamente di 3,4 e 10 volte, in confronto con una saldatura “normale”
non impulsata, per valori di corrente
pari a 150, 220 e 380 A. Questo risultato si verifica impiegando la miscela
99% Ar-1%O2. Impiegando invece la
miscela 97.5%Ar-2.5% CO 2 il rapporto di riduzione è più costante e
pari circa a 4-5 volte.
• Saldando le leghe di alluminio le
FGR si riducono di 4 volte con la
tecnica CDP, quando si utilizza la
lega Al 6082. La riduzione è leggermente inferiore (2.5 e 3 volte in corrispondenza dei due valori di corrente
impiegati: 140 e 240 A) utilizzando la
lega 5083.
• Anche per l’acciaio al C-Mn è stata
osservata una riduzione nelle FGR
pari a due volte in particolare per
il valore di corrente più elevato
di 380 A. Nelle altre due condizioni
(intensità di corrente pari a 150 e
220 A) il rapporto di riduzione è stato
leggermente inferiore (1.4 e 1.5
rispettivamente).
8.2 Considerazioni sull’impiego di
materiali di apporto e miscele di
gas di protezione di tipo innovativo
Come risultato dell’impiego di fili e
miscele di gas di protezione di tipo innovativo possiamo trarre le seguenti considerazioni preliminari:
• La combinazione tra fili animati
(green-wires) di tipo innovativo,
oppure anche fili pieni aventi ridotto
contenuto di rame nel loro rivestimento, e miscele di gas protettivo
appropriate raggiunge il risultato di
ottenere in molti casi delle quantità di
fumi limitate durante la saldatura.
In taluni casi, come per il filo Aristo
Rod 12.50, all’intensità di corrente di
saldatura di 150 A tale riduzione di
fumo è notevole. In altri casi invece la
riduzione non è così apprezzabile o,
paradossalmente, si ha uno sviluppo
di fumo maggiore che non nelle condizioni di saldatura “normali”.
• L’effetto positivo dei fili animati, in
termini di riduzione di FGR, è più
forte agli elevati valori di corrente di
saldatura (300 A) ed è ragionevole
attendersi che tale riduzione possa
ulteriormente accentuarsi se la corrente aumentasse ancora.
• I fili animati si comportano meglio
dei fili pieni, in particolare agli
elevati valori di corrente (300 A). Dal
grafico della Figura 14 si può vedere
che le prove A/4 e C/4 mostrano
migliori risultati in confronto alle
prove E/4, F/4, G/4 e H/4.
Le considerazioni sopra esposte sono
evidenti osservando il grafico della
Figura 14 e le Tabelle dalla IV alla X.
8.3 Considerazioni sull’uso della torcia
MAG aspirante Aspirmig
Analogamente a quanto fatto ai punti
precedenti, osservando nei grafici delle
Figure 11 e 12 i risultati derivanti dall’impiego della torcia aspirante Aspirmig, si possono trarre le seguenti considerazioni preliminari:
• L’utilizzo della torcia aspirante è di
gran lunga il fattore più efficace nel
determinare la riduzione dei fumi di
saldatura.
• Per l’acciaio al C-Mn la riduzione
delle FGR passa da 27 a 15 volte,
ai valori di corrente, rispettivamente,
Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2009 317
C. Rosellini e R. Russo - Definizione di nuovi strumenti e metodi atti alla riduzione dei fumi di saldatura nella zona di lavoro
di 380 A e 220 A.
• Per le leghe di alluminio la riduzione
delle FGR è pari a 35 volte per la lega
6082 al valore di corrente di 240 A e
di 8 volte per la lega 5083 al valore di
corrente di 140 A.
• Per l’acciaio AISI 316L la riduzione
delle FGR passa da 15 a 3.5 volte,
rispettivamente ai valori di corrente di
380 A e 220 A, utilizzando la miscela
di gas di protezione 99%Ar-1%O 2 .
Utilizzando invece la miscela di gas
protettiva 97.5%Ar-2.5%CO2 le riduzioni ottenibili si collocano in un
campo intermedio.
9. Conclusioni
Un’ampia attività di sperimentazione è
stata eseguita allo scopo di valutare l’efficacia di alcuni strumenti e metodi di
lavoro innovativi, atti a ridurre l’emissione dei fumi nella zona di saldatura.
Come modalità di intervento applicabili
sono state utilizzate le seguenti:
1) Aggiunta di particelle criogeniche al
gas di protezione.
2) Impiego della tecnica di saldatura ad
onda impulsata CDP (Cold Double
Pulse).
3) Utilizzo di nuovi materiali d’apporto
e miscele di gas di protezione.
4) Utilizzo della torcia MAG aspirante,
di fabbricazione Aspirmig.
Per ciò che concerne l’analisi dettagliata
dei risultati ottenuti nelle varie speri-
mentazioni si rimanda ai relativi paragrafi 3, 4, 5 e 6.
Come considerazioni conclusive riguardanti l’applicazione di ciascuna delle
sopracitate tecnologie innovative, possiamo affermare quanto segue:
• L’aggiunta di particelle criogeniche
al gas di protezione si è rivelata
non praticabile, in quanto non è
risultato possibile regolare in maniera
fine il flusso dei grani solidi di CO2 e,
in conseguenza, anche il flusso del
gas di protezione è risultato turbolento e ciò ha provocato la formazione di numerose scintille, così
come di porosità nel deposito di saldatura.
• Le altre modalità di intervento (in
particolare: l’utilizzo della tecnica
CDP, l’impiego di materiali d’apporto e miscele di gas di protezione
innovativi, l’utilizzo della torcia
MAG aspirante) si sono rivelate tutte
efficaci.
• Dall’esame dettagliato dei risultati
ottenuti per ogni singola modalità di
intervento e allo scopo di fare un raffronto con i risultati ottenuti in condizioni di lavoro “normali” (quelle cioè
nelle quali non è stato utilizzato alcun
accorgimento atto a ridurre l’emissione dei fumi nella zona di lavoro),
si può stilare la seguente graduatoria
per quanto riguarda la loro efficacia
in termini di riduzione delle quantità
di particolato FGR (mg/kg di materiale depositato):
1) Torcia aspirante.
La sua efficacia di riduzione dei
fumi è di circa 35 volte sulle leghe
di alluminio e 27 volte sull’ acciaio
al C-Mn.
2) Tecnica ad onda impulsata (CDP).
La riduzione è di circa 10 volte
sull’acciaio inox.
3) Materiali di consumo di tipo innovativo: fili animati (green wires) e
miscele di gas protettivo innovative.
La riduzione è di circa 1.5 volte
(70%) sull’acciaio al C-Mn.
Ringraziamenti
Gli autori desiderano ringraziare l’Ing.
Luca Costa, responsabile del Settore
Formazione Teorica dell’IIS, per l’importante contributo al disegno dell’attività sperimentale.
Si ringraziano altresì gli Ingegneri Mario
Boschini e Giorgio Bissolotti della
Società SIAD-Italargon di Dalmine (BG),
presso i cui Laboratori si sono svolte le
prove mediante l’aggiunta di particelle
criogeniche al gas di protezione.
Un ulteriore, doveroso, ringraziamento
va infine alla Dottoressa Francesca
Colombo dell’Università di Genova Dipartimento di Medicina del Lavoro e
agli Ingegneri Mario Caruggi e Alessandro Nilberto dello studio SAIC di
Savona, per la loro collaborazione all’effettuazione dei rilievi sperimentali.
Carlo ROSELLINI, laureato in Ingegneria Elettrotecnica presso l’Università di Genova nel 1976, è alle dipendenze dell’Istituto
Italiano della Saldatura dal 1991, dove ricopre dal 1994 la posizione di Responsabile del Settore Ricerca Finanziata.
In precedenza è stato Responsabile dell’Area Corsi Teorici di Saldatura. Al suo attivo ha l'esecuzione di numerosi programmi
scientifici di ricerca, molti dei quali sviluppati nell'ambito delle iniziative promosse da vari Enti Pubblici o Privati, fra i quali i
Programmi messi a punto dalla Comunità Europea, quali: EUREKA, BRITE, COMETT, CRAFT, GROWTH, LLP, SMT, ecc.,
oppure svolti per conto o in collaborazione con altri primari Enti, Aziende ed Istituti di ricerca nazionali o internazionali, quali:
IIW, EWF, ESA, CNR, UNIVERSITÀ, MURST, ENEA, ISPESL, ANSALDO, FIAT, FS, ENEL, ecc.. In precedenza ha lavorato per
una quindicina di anni presso il Laboratorio Centrale di Ricerca e Sviluppo della società Ilva, dove ha ricoperto la posizione di
Responsabile del Settore Prove Fisiche e Tecnologiche, maturando significative esperienze nel campo delle proprietà
meccaniche (Fatica e Meccanica della Frattura) e tecnologiche (Saldabilità, Controlli non Distruttivi e Stampaggio) dei
materiali metallici. È autore di una trentina di pubblicazioni riguardanti la metallurgia dei materiali metallici, la loro saldabilità
e le prove fisiche e tecnologiche sugli stessi.
Rosario RUSSO, laureato in Ingegneria Chimica ad indirizzo Materiali presso l’Università degli Studi di Genova, inizia la sua
esperienza lavorativa come docente di materie tecniche presso Istituti di insegnamento superiore. Impiegato dal 2006 presso
l’Istituto Italiano della Saldatura, inizialmente presso la Divisione Formazione Teorica di Saldatura e successivamente
assegnato al Settore Ricerca con l’incarico di seguire lo svolgimento dei Progetti Finanziati dalla Comunità Europea. In questa
mansione ha collaborato a diversi progetti, quali: HIPROTIG, ECONWELD, HAMSTER, RAILSAFE, EURODATA,
WELDICTION. Recentemente è stato chiamato a fare parte di una lista di valutatori di progetti di ricerca che saranno presentati
nei prossimi bandi emessi dalla Comunità Europea.
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Evoluzione delle tensioni residue in giunti
sollecitati a fatica in flessione a quattro
punti
V. Dattoma *
M. De Giorgi *
R. Nobile *
Sommario / Summary
Le tensioni residue introdotte in un componente per effetto
delle lavorazioni meccaniche necessarie per realizzarlo
influenzano in maniera rilevante il comportamento a fatica.
La stessa applicazione dei carichi può però alterare la distribuzione di tensione residua iniziale, tanto da poter ritenere
che il campo di tensione residua di una struttura sollecitato a
fatica sia soggetto ad una evoluzione durante l’intera vita. In
questo articolo si è voluto analizzare l’evoluzione che tensioni residue, inizialmente presenti in un giunto saldato testa
a testa, subiscono a seguito dell’applicazione di un carico
ciclico esterno.
Il confronto tra due misure di tensioni residue, eseguite su
uno stesso giunto prima e dopo l’applicazione di cicli di
fatica, ha consentito di ricavare interessanti informazioni
circa l’evoluzione delle tensioni residue di componenti sottoposti a fatica. In particolare, si è trovato che esistono delle
particolari condizioni per cui, a differenza di quanto si
afferma comunemente, l’applicazione di un carico ciclico
comporta l’aumento delle tensioni residue inizialmente presenti piuttosto che un loro rilassamento. Tale fenomeno è da
tenere bene in considerazione al fine di evitare rotture impreviste in componenti sottoposti a fatica.
Residual stresses, introduced into a component by manufacturing processes, significantly affect the fatigue behaviour of
*
the component. External load application produces an alteration in the initial residual stress distribution, so it is reasonable to suppose that residual stress field into a component
subject to a cyclic load presents an evolution during the total
life. In this article, the authors analysed the evolution that the
residual stress field, pre-existing in a butt-welded joint,
suffers following the application of cyclic load.
The comparison between two residual stress measurements,
carried out on the same joint before and after the cyclic load
application, allowed to obtain interesting information about
the residual stress evolution. In particular, it was found that
in particular conditions, unlike the general opinion, a cyclic
load application produces an increasing in the residual stress
level rather then a relaxation. This phenomenon is to take
well in account in order to avoid unexpected failure in components subjected to a fatigue load.
Keywords:
Butt joints; fatigue life; fatigue loading; fatigue strength;
fatigue tests; MIG welding; research and development; residual stresses; stress distribution; structural steels; welded
joints.
Dipartimento di Ingegneria dell’Innovazione - Università del Salento - Lecce.
Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2009 321
V. Dattoma et al. - Evoluzione delle tensioni residue in giunti sollecitati a fatica in flessione a quattro punti
La saldatura è, attualmente, la tecnica di
assemblaggio più utilizzata in ogni
campo dell’ingegneria sostituendo vantaggiosamente la bullonatura e la rivettatura nella costruzione di imbarcazioni,
sottomarini, tubazioni, navicelle spaziali, impianti nucleari, recipienti in
pressione, ecc. Lo sviluppo di metodi di
costruzioni modulari nel campo dell’ingegneria strutturale, civile ed impiantistica ha consentito di superare molti dei
problemi causati dalla realizzazione in
opera di saldature.
La maggior parte dei componenti saldati
sono impiegati in strutture sottoposte a
carichi variabili nel tempo, determinandone più o meno pesantemente la capacità di resistenza. A conferma del fatto
che numerose tipologie di strutture
saldate sono coinvolte nel fenomeno
della fatica, basta considerare le varie
tipologie di carico da cui sono generalmente interessate tali strutture:
1) carichi mobili aventi un’entità ed una
frequenza sempre maggiore interessano normalmente le strutture di
ponti, navi, gru;
2) fluttuazioni di pressione, originate da
frequenti transitori negli impianti,
coinvolgono recipienti in pressione,
tubazioni, containers;
3) variazioni di temperatura, legate ai
tempi di fermata e di riavvio degli
impianti di produzione, interessano i
macchinari di processo per il trattamento di materiali ad alta o bassa
temperatura;
4) vibrazioni nelle macchine rotanti e
sovraccarichi accidentali sono, infine,
sempre presenti.
Non deve sorprendere, quindi, che circa
il 90% delle rotture dei componenti
ingegneristici avvenga per fatica.
Il fenomeno della fatica nelle strutture
saldate è complicato dal fatto che esse
presentano una sollecitazione residua
pre-esistente al carico applicato che può
essere particolarmente elevata in prossimità del cordone di saldatura.
322 Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2009
pagazione di una cricca di fa tica
aumenta o diminuisce a seconda che
essa incontri, rispettivamente, zone in
trazione o zone in compressione, cosicché l’effetto globale può essere talvolta
trascurabile; infine, il campo di autotensione può variare nel tempo con l’applicazione di cicli di carico [4-15].
È proprio in relazione a quest’ultima
considerazione che si è impostata in
questo studio l’analisi dell’interazione
tensioni residue - fatica. Da un punto di
vista operativo, si è analizzata l’evoluzione che le tensioni residue, inizialmente presenti in un giunto di testa,
subiscono a seguito dell’applicazione
del carico ciclico esterno.
Su ogni giunto è stata eseguita una prima
misura di tensione residua per conoscere
lo stato autotensionale iniziale; una metà
dei giunti sono stati sottoposti a prefissato numero di cicli di carico ad
ampiezza di sollecitazione corrispondente alla durata di 0.35 * 10 6 e l’altra
metà sottoposti a prefissato numero di
cicli di carico ad ampiezza di sollecitazione corrispondente alla durata di
2.8 * 10 6 cicli; infine, è stata eseguita
una seconda misura di tensione residua
per valutarne l’evoluzione.
La comparazione dello stato di tensione
residua prima e dopo l’applicazione di
cicli di fatica è estremamente complicata
da un punto di vista sperimentale e fornisce dati approssimativi, incerti e parziali
ed in definitiva di difficile interpretazione. Nonostante ciò, alcune utili indicazioni possono essere derivate da
questo tipo di sperimentazione.
Geometrie e metodi
Al fine di valutare l’interazione tensione
residua - fatica in giunti saldati, sono
stati testati sedici giunti testa a testa, realizzati a partire dalla saldatura di tipo
σ [N/mm2]
Introduzione
Per quanto sofisticati possano essere, i
processi di saldatura introducono una
serie di alterazioni con pesanti ricadute
specie sulla resistenza a fatica. Durante
la saldatura, infatti, il componente è soggetto ad un severo ciclo termico che crea
una distribuzione di temperatura fortemente disuniforme.
Finché la temperatura resta elevata,
esiste un sistema di deformazioni compatibile tra deformazioni termiche e plastiche, ma con il raffreddamento le
prime scompaiono mentre rimangono le
deformazioni incompatibili dovute a
variazioni dimensionali associate alla
solidificazione del metallo, a trasformazioni metallurgiche e a deformazioni
plastiche.
La progressiva riduzione della deformazione termica, quanto più è veloce e
disuniforme nel componente saldato,
tanto più introduce uno squilibrio nel
materiale che si traduce nell’introduzione di distorsioni geometriche e tensioni residue.
In un componente saldato si viene
dunque a creare uno stato di autotensione che influenza, com’è ovvio, il
comportamento in servizio della struttura. Uno stato iniziale di autotensioni
modifica la tensione media nominale
applicata in maniera sostanziale, ma allo
stesso tempo non coincide esattamente
con la tensione media a meno che tutta la
sezione non rimanga in campo elastico.
La comprensione di come la presenza di
uno stato tensionale residuo influisca
sulla resistenza a fatica dei componenti
saldati non è, pertanto, semplice ed è
lungamente discussa [1-3].
Le tensioni residue presenti nei giunti
saldati sono spesso chiamate in causa
per giustificare il comportamento a
fatica determinato sperimentalmente, ma
il loro ruolo rimane controverso, principalmente perché
la resistenza a
fatica dipende
fortemente
anche da altri
fattori, per cui
gli effetti degli
stress residui
sono coperti da
effetti geometrici e da irregolarità superficiali. Inoltre, la
velocità di pro-
ε [με]
Figura 1- Curva σ−ε per l’acciaio Fe430.
V. Dattoma et al. - Evoluzione delle tensioni residue in giunti sollecitati a fatica in flessione a quattro punti
Figura 2 - Geometria dei giunti.
stato autotensionale finale del componente.
Al fine di valutare l’entità dell’incrudimento dovuto alla saldatura, sono state
eseguite misure di microdurezza in prossimità del cordone lungo una linea trasversale al cordone e distante 2 mm dalla
superficie. Gli andamenti di microdurezza Vickers HV così ricavati sono
riportati nella Figura 3a). Eseguendo
delle misure di microdurezza in punti
sufficientemente lontani dal cordone si è
ottenuto un valore di durezza HV del
materiale base pari a 160 kg f /mm 2. Di
conseguenza, il rapporto tra la tensione
di snervamento del materiale base e tale
valore di microdurezza ha consentito di
calcolarne il relativo fattore di correlazione. In tal modo si è potuto ricavare
l’andamento della tensione di snervamento nella zona saldata (Fig. 3b)), da
cui risulta una tensione di snervamento
massima in corrispondenza del metallo
d’apporto di circa 400 N/mm2.
HV [kg/mm2]
Linea trasversale al cordone
a)
Distanza dall’asse del cordone [mm]
Carico di snervamento [N/mm2]
MIG di due piastre di dimensioni
800x150 mm e due differenti spessori
8 e 20 mm in acciaio strutturale Fe430.
Il materiale è stato caratterizzato staticamente attraverso una prova di trazione
standard di cui si riporta nella Figura 1 la
parte iniziale della curva σ−ε. L’obiettivo primario di questa prova è stato
quello di ricavare sperimentalmente il
valore effettivo della tensione di snervamento del materiale base, che risulta
essere σy = 300 N/mm2.
Allo scopo di rimuove re qualsiasi
discontinuità geometrica ed eliminare
qualsiasi effetto d’intaglio dovuto al
cordone, si è rasato il cordone asportando uno strato superficiale di materiale
di circa 2 mm su tutta l’estensione delle
lastre. Infine, i giunti sono stati ottenuti
tagliando la piastra trasversalmente al
cordone; essi hanno uno spessore finale
pari a 6 e 18 mm e le dimensioni riportate nella Figura 2.
L’effetto di intaglio è stato, dunque, eliminato fresando il cordone, mentre,
sempre al fine di isolare il più possibile
l’effetto delle tensioni residue da altri
fattori che hanno influenza sul comportamento a fatica, il disallineamento del
giunto è stato ridotto scegliendo come
modalità di carico la flessione a 4 punti.
Ogni giunto, così ottenuto, è stato sottoposto alla seguente procedura sperimentale:
• prima misura di tensione residua
(punto A), in modo da conoscere lo
stato autotensionale di partenza del
componente;
• sollecitazione a fatica, secondo un
programma stabilito a priori;
• seconda misura di tensione residua
(punto B), in modo da conoscere lo
b)
Le misure di tensione residua sono
state eseguite con il
metodo
della
rosetta forata. Il
metodo del foro è
un metodo semidistruttivo e non è
quindi possibile
eseguire due misure
nello stesso punto.
Di conseguenza, le
misure prima e
dopo l’applicazione
del carico esterno
sono state eseguite
in coppie di punti
simmetrici rispetto
all’asse longitudinale del provino, supponendo ragionevolmente che i livelli
iniziali di tensione residua avessero
approssimativamente lo stesso valore.
Nella Figura 2 sono indicati tali punti di
misura e l’andamento qualitativo della
tensione residua trasversale che giustifica la scelta fatta.
Le misure di tensione residua sono state
effettuate secondo la norma ASTM E
837 - 01, adoperando il sistema
RESTAN (REsidual STresses ANalyzer)
con turbina ad aria ad alta velocità prodotto dalla SINT Technology S.r.l. di
Calenzano (FI).
Le prove di fatica sono state eseguite con
la macchina a risonanza RUMUL
Testronic 50 kN in flessione a 4 punti
con un rapporto di sollecitazione R pari
a 0.1 (Fig. 4).
Come si può desumere dalla Figura 4, in
tale configurazione di carico risulta che
la direzione del carico esterno coincide
con la direzione trasversale delle ten-
Linea trasversale al cordone
Distanza dall’asse del cordone [mm]
Figura 3 - Andamento della microdurezza HV a) e del carico di snervamento b) lungo una linea trasversale al cordone di saldatura.
Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2009 323
V. Dattoma et al. - Evoluzione delle tensioni residue in giunti sollecitati a fatica in flessione a quattro punti
Figura 4 - Modalità di applicazione del
carico di flessione a quattro punti.
a)
una profondità di 0.2 mm. I valori di tensione residua longitudinale e trasversale
iniziale e finale sono anche raffigurati
tramite istogrammi nelle Figure 6 e 7 per
un più immediato confronto.
Da un attento esame di tali istogrammi
non si è in grado di individuare un comportamento comune o di riconoscere in
qualche modo l’effetto del carico applicato sulla tensione residua risultante.
L’osservazione del fenomeno è particolarmente complicata dal fatto che le
misure di tensioni residue, che sono di
per sé affette da errori significativi,
hanno una variabilità ancor più accentuata in corrispondenza di cordoni di saldatura. Inoltre, i valori iniziali di
tensioni residua determinati sperimentalmente sono modesti, al di là di
qualche caso.
Se, dunque, una prima interpretazione
dei risultati ottenuti sia tutt’altro che
immediata, un esame più ragionato ed
approfondito, che prenda in considerazione in particolare il campo di tensione
risultante dalla sovrapposizione delle
tensioni residue iniziali e del carico
esterno applicato, può essere molto più
fruttuoso. Nel far questo, non si può
comunque prescindere dal considerare i
fenomeni di plasticizzazione determinati
dall’applicazione del carico esterno.
Per procedere in questo senso, è necessario far riferimento ad un modello di
plasticizzazione che descriva in maniera
semplice ma sufficientemente accurata
cosa accada al superamento della tensione di snervamento. Facendo riferimento ad una generica sezione rettangolare sollecitata a flessione e ipotizzando
che il comportamento del materiale sia
elastico-perfettamente plastico, è possi-
σa [N/mm2]
σa [N/mm2]
sioni residue, pertanto è in questa direzione che la tensione applicata ed interna
andranno a sovrapporsi.
Il comportamento a fatica di questi
giunti saldati è stato determinato eseguendo delle prove di fatica su altri
giunti ricavati dalle stesse piastre saldate
e fresate [15]. Le curve di fatica ottenute
sono riportate nella Figura 5. In base a
tali curve, si sono selezionate due
ampiezze di sollecitazione corrispondenti a due durate caratteristiche di 0.35
e 2.8 M di cicli. In tal modo, si è voluto
valutare l’eventuale differenza di comportamento originato dal livello di sollecitazione applicato, il primo piuttosto
elevato ed il secondo prossimo al limite
di fatica.
Il programma di carico eseguito è stato
definito suddividendo innanzitutto i
provini dello stesso spessore in due
gruppi composti da quattro provini ciascuno, facendo in modo che i livelli iniziali di tensione residua fossero diffe-
renti tra loro
all’interno di
ogni gruppo. In
tal modo si
prevede di valutare anche l’effetto del livello
iniziale di tensione residua sul
rilassamento.
Successivamente, è stato
scelto il programma di carico
nel seguente
modo: un gruppo
di provini è stato
sottoposto per un
numero di cicli pari all’1%, al 5%, al
10% e al 20% di 0.35 * 106 cicli al carico
corrispondente a 0.35 * 10 6 cicli nella
curva di Wöhler del materiale, mentre
l’altro gruppo è stato sottoposto per un
numero di cicli pari all’1%, al 5%, al
10% e al 20% di 2.8 * 106 cicli al carico
corrispondente a 2.8 * 10 6 cicli nella
curva di Wöhler del materiale. Dopo
aver sottoposto a carico di fatica ogni
provino per il numero di cicli previsto, è
stata effettuata una seconda misura di
tensioni residue. Questa seconda misura
differirà dalla prima a causa dell’azione
prodotta dai cicli di fatica applicati, a
meno di trascurare gli errori di misura ed
il fatto che non è fisicamente possibile
misurare consecutivamente la tensione
residua nello stesso punto.
Il piano di prova completo è riportato
nella Tabella I. Essa riporta anche i
valori delle tensioni residue longitudinali, trasversali e di Von Mises, prima e
dopo l’applicazione del carico, letti ad
Numero di cicli
Figura 5 - Curve di fatica dei giunti saldati spessi 8 mm a) e 20 mm b).
324 Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2009
b)
Numero di cicli
V. Dattoma et al. - Evoluzione delle tensioni residue in giunti sollecitati a fatica in flessione a quattro punti
TABELLA I - Piano sperimentale e valori delle tensioni residue a 0.2 mm di profondità.
Ampiezza di
Provino sollecitazione
[N/mm2]
1
2
140
Nf=2.8·106
Tensione
residua
longitudinale finale
[N/mm2]
Tensione
residua di
Von Mises
iniziale
[N/mm2]
Tensione
residua di
Von Mises
finale
[N/mm2]
1% = 28000
-76
-3
-104
-65
93
63
5% = 140000
51
5
-68
-167
103
170
10% = 280000
36
89
-159
98
180
94
4
20% = 560000
-3
31
-152
-31
150
54
5
1% = 3500
-34
29
-198
-57
183
76
5% = 17500
16
27
-33
-78
43
94
10% = 35000
12
12
-119
-10
125
19
8
20% = 70000
-11
-8
-93
-99
88
95
1
1% = 28000
4.6
-10
-51
-89
53
84
5% = 140000
34.2
-98
-132
-25
151
88
6
200
Nf=0.35·106
7
2
142
Nf=2.8·106
3
20 mm
Tensione
Tensione
residua
residua
trasversale longitudifinale
nale iniziale
[N/mm2]
[N/mm2]
10% = 280000
-96.8
45
-162
-74
141
104
4
20% = 560000
-5.6
-128
-109
-131
106
129
5
1% = 3500
36.9
-19
-184
-117
204
109
5% = 17500
4.4
-20
-111
-21
113
20
10% = 35000
-15.5
-25
-170
-111
163
101
20% = 70000
-198.2
-54
-185
-168
192
148
6
171
Nf=0.35·106
7
2
2
Tensione residua trasversale [N/mm ]
8
Tensione residua longitudinale [N/mm ]
8 mm
3
Ni
Tensione
residua
trasversale
iniziale
[N/mm2]
2
Tensione residua trasversale [N/mm ]
2
Tensione residua longitudinale [N/mm ]
a)
bile determinare qualitativamente e
quantitativamente quale sia la effettiva
distribuzione di tensione che si realizzerebbe nella sezione. Indicando con
Δσy = σmax,e - σy la tensione che eccederebbe la tensione di snervamento se il
materiale fosse perfettamente elastico, si
può determinare l’altezza hs della zona
centrale non plasticizzata (Fig. 8).
Imponendo l’uguaglianza delle aree dei
triangoli 1 e 2 e da semplici considerazioni geometriche è possibile ottenere le
relazioni (1) e (2):
b)
Figura 6 - Confronto tra tensioni residue prima e dopo l’applicazione del carico ciclico di
ampiezza 140 N/mm2 a) e 200 N/mm2 b) nei giunti spessi 8 mm.
(1)
(2)
dove h è lo spessore del provino, h* ed
h s sono indicate nella Figura 8, σ y è lo
snervamento del materiale e Δσy è la differenza tra la tensione massima in
regime perfettamente elastico e la tensione di snervamento.
Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2009 325
2
Tensione residua longitudinale [N/mm ]
2
Tensione residua trasversale [N/mm ]
V. Dattoma et al. - Evoluzione delle tensioni residue in giunti sollecitati a fatica in flessione a quattro punti
2
Tensione residua trasversale [N/mm ]
2
Tensione residua longitudinale [N/mm ]
a)
b)
Figura 7 - Confronto tra tensioni residue prima e dopo l’applicazione del carico ciclico di
ampiezza 142 N/mm2 a) e 171 N/mm2 b) nei giunti spessi 20 mm.
applicato il modello al campo di tensione risultante dalla sovrapposizione
del campo di tensioni residue iniziali e
dalla tensione massima applicata
durante la prova di fatica per ognuno dei
provini.
In dettaglio, si è considerato che durante
la prova di fatica la tensione trasversale
presente σ tr sia pari alla somma della
tensione residua trasversale iniziale più
la tensione massima originata dal carico
di flessione. Si è quindi calcolata la ten-
ΔTRVM [N/mm2]
Il modello che è stato ottenuto, pur nella
sua semplicità, descrive con buona accuratezza quanto accadrebbe in uno stato
di tensione monoassiale. Nel caso in
esame, però, le tensioni non agiscono in
una sola direzione, in quanto i livelli di
tensione residua longitudinale sono
tutt’altro che trascurabili. Per ovviare a
ciò si può pensare di continuare ad utilizzare questo modello, sostituendo
l’unica tensione agente con la tensione
equivalente di Von Mises. Si è quindi
sione di Von Mises corrispondente alla
contemporanea presenza della tensione
residua longitudinale iniziale e della tensione trasversale σ tr . Si è potuto così
determinare di quanto si ecceda la tensione di snervamento del materiale in
corrispondenza del cordone (circa
400 MPa) determinando il Δσy da inserire nelle formule (1) e (2). Sulla base
di queste si sono determinati i valori di
h* ed h s e quindi la percentuale di
sezione plasticizzata in ogni provino,
come riportato nella Tabella II.
Nella Tabella II sono riportati anche i
valori della tensione residua di Von
Mises iniziale e la relativa variazione a
seguito dell’applicazione dei cicli di
fatica. Si noti che valori di percentuale di
plasticizzazione negativi non hanno
significato fisico ma, per come sono stati
ricavati, indicano semplicemente che
non si è raggiunto lo snervamento nella
sezione.
I dati ottenuti consentono ora di fare
alcune interessanti considerazioni, facilitate dall’utilizzo di grafici opportuni. Il
primo grafico da considerare riporta la
variazione di tensione residua esistente
tra le due misure, eseguite sullo stesso
provino prima e dopo l’applicazione del
carico, in funzione della percentuale di
plasticizzazione (Fig. 9). Si ricorda
ancora una volta che i dati relativi a percentuale di plasticizzazione negativa
vanno intesi come provini che nel corso
della prova non hanno raggiunto condizioni di plasticizzazione. In tale caso, la
variazione nella tensione residua rientra
in un intervallo di ±40 N/mm 2 , valore
che rientra nella normale variabilità
delle misure di tensione residua.
Δ
Figura 8 - Andamento ideale della
sollecitazione flettente nella sezione.
326 Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2009
% di plasticizzazione
Figura 9 - Andamento della variazione di
tensione residua di Von Mises in funzione
della percentuale di plasticizzazione.
V. Dattoma et al. - Evoluzione delle tensioni residue in giunti sollecitati a fatica in flessione a quattro punti
TABELLA II - Tensioni residue di Von Mises introdotte e iniziali per ciascun provino a
0.2 mm di profondità e percentuale di sezione plasticizzata.
TRVM iniziale
Δσy
% di
plasticizzazione
TRVM finale TRVM iniziale
1
93
-99
-25
-30
2
103
0.5
0
66
3
180
48
12
-86
4
150
6
1
-97
5
183
137
34
-107
140 N/mm2
200 N/mm2
142 N/mm2
171 N/mm2
20 mm
8 mm
Provino
6
43
78
19
51
7
125
126
31
-106
8
88
87
22
7
1
53
-51
-12
31
2
151
31
8
-64
3
141
-69
-17
-37
4
106
-23
-6
23
5
204
133
33
-96
6
113
50
12
-93
7
163
73
18
-62
8
192
-82
-20
-43
Nel caso di plasticizzazione, la maggior
parte dei giunti presenta una riduzione di
tensione residua significativa, che risulta
essere compresa tra 60 e 110 N/mm 2 .
Non in tutti i casi però accade questo: tre
dei provini da 8 mm, pur raggiungendo
le condizioni di plasticizzazione, non
solo non riducono la tensione residua ma
essa rimane invariata o addirittura incrementata. A prima vista questa potrebbe
sembrare un’incongruenza, ma andando
nel dettaglio si osserva che a questi tre
ΔTRVM [N/mm2]
provini è associato il livello minimo di
tensione residua iniziale, escludendo
ovviamente i provini che non hanno raggiunto le condizioni di plasticizzazione.
A conferma di questo si può esaminare il
grafico nella Figura 10, in cui si riporta
l’andamento della variazione di tensione
residua di Von Mises in funzione della
tensione residua di Von Mises iniziale.
Da questo diagramma si desume che, per
bassi livelli iniziali di tensione residua,
si ha un incremento del campo autotensionale; per valori
più alti di tensione
residua iniziale, si
ha al contrario una
notevole diminuzione.
In altre parole,
quando il livello del
campo di tensione
residua iniziale è
piccolo, il raggiungimento di carichi
prossimi allo snervamento aumenta il
livello di tensioni
2
TRVM iniziale [N/mm ]
residue iniziali.
Quando invece il
Figura 10 - Andamento della variazione di
tensione residua di Von Mises in funzione
campo di tensione
della tensione residua di Von Mises iniziale.
residua iniziale è
molto forte, le rilevanti condizioni di
plasticizzazione raggiunte a seguito
dell’applicazione del carico esterno
rilassano le tensioni residue a iniziali. È
anche evidente l’esistenza di un valore di
soglia della tensione residua iniziale al
di sopra del quale si ha la riduzione di
tensione residua: questo valore si aggira
intorno ai 100 N/mm2.
In tutta questa discussione non si è
tenuto conto del numero di cicli di carico
applicati. L’impressione che si ha, sulla
base dei dati a disposizione, è che il
numero di cicli di carico applicati abbia
una influenza trascurabile, ma le prove
eseguite non sono sufficienti per fare
osservazioni in proposito.
Conclusioni
L’analisi dell’interazione tensioni
residue - comportamento a fatica di
giunti saldati è stata condotta, in questo
articolo, confrontando due stati autotensionali a seguito dell’applicazione di un
carico ciclico di flessione a 4 punti. È
stato così possibile trarre interessanti
informazioni circa tale fenomeno di interazione. In particolare, si è trovato che
esistono delle particolari condizioni per
cui, a differenza di quanto si afferma
comunemente, l’applicazione di un
carico ciclico comporta l’aumento delle
tensioni residue inizialmente presenti
piuttosto che un loro rilassamento. Dai
dati ottenuti si può concludere che, nel
caso in cui non si abbia plasticizzazione
nella sezione del provino, la variazione
nella tensione residua rientra in un intervallo ristretto, di una entità assimilabile
all’errore associato al metodo di misura.
Nel caso di plasticizzazione, risulta
invece che, per bassi livelli iniziali di
tensione residua, si ha un incremento del
campo autotensionale; per valori più alti
di tensione residua iniziale, si ha al contrario una notevole diminuzione. In altre
parole, quando il livello del campo di
tensione residua iniziale è piccolo, il
raggiungimento di carichi prossimi allo
snervamento aumenta il livello di tensioni residue iniziali.
Quando invece il campo di tensione
residua iniziale è molto forte, le rilevanti
condizioni di plasticizzazione raggiunte
a seguito dell’applicazione del carico
esterno rilassano le tensioni residue iniziali.
Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2009 327
V. Dattoma et al. - Evoluzione delle tensioni residue in giunti sollecitati a fatica in flessione a quattro punti
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Vito DATTOMA, è Professore ordinario di Progettazione Meccanica e Costruzione di Macchine presso l’Università del Salento.
I suoi interessi scientifici riguardano il comportamento meccanico dei materiali sottoposti a sollecitazioni statiche e variabili nel
tempo, l’integrità strutturale, l’analisi tensionale di componenti e strutture industriali sia in termini sperimentali e degli
Standards che in termini numerici mediante software strutturali, la caratterizzazione meccanica di leghe leggere e speciali per
applicazioni aeronautiche, la progettazione a fatica delle strutture saldate, la resistenza a fatica ad alto e basso numero di cicli.
È coordinatore del dottorato in Ingegneria Meccanica ed Industriale. È autore di oltre 100 lavori pubblicati in campo nazionale
ed internazionale.
Marta DE GIORGI, ha conseguito la laurea ed il titolo di Dottore di Ricerca in Ingegneria dei Materiali presso l’Università
degli Studi di Lecce rispettivamente nel 1998 e nel 2002. Attualmente svolge attività di ricerca in qualità di Assegnista presso
l’Università del Salento. Le principali aree di interesse in cui svolge attività di ricerca riguardano la fatica, le tensioni residue,
i giunti saldati e i materiali avanzati. I temi di ricerca sono affrontati sia da un punto di vista numerico che sperimentale.
Riccardo NOBILE, è ricercatore di Progettazione Meccanica e Costruzione di Macchine presso l’Università del Salento.
I principali temi di ricerca di cui si occupa sono la fatica dei materiali base e saldati, lo sviluppo di tecniche sperimentali per la
valutazione e il controllo dei processi di danneggiamento a fatica, lo studio numerico e sperimentale di tensioni residue,
la caratterizzazione meccanica di materiali innovativi.
328 Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2009
International Institute of Welding
Mec hanical-tec hnological
a n d f ra c t u re m e c h a n i c a l
p ro p e r t i e s o f t h e h i g h
g ra d e p i p e l i n e - s t e e l X 8 0
w i t h re s u l t s o f d i f fe re n t
p i p e l i n e - p ro j e c t s ( °)
S. Felber *
Summary
1. Introduction
In Europe the gas demand is expected to
increase considerably about another 400
billion cubic meters in the current and in
the upcoming decades. Russia alone will
not be able to deliver such amounts.
Moreove r in the latest gas quarrel
between Russia and Ukraine it could be
seen clearly that Europe should not
depend on Russian gas supply unilaterally. Sufficient gas reserves around
Europe are available to meet the additional future gas demand [1] and [2]. The
big challenge however is to transport this
gas to the consumers. This is the idea of
the Nabucco project, to bring gas from
the Middle East to Europe, which is not
used until now. Therefore a new gas
supply is started at the Georgian/
Turkish and Iranian/Turkish border
respectively, leading to the central European gas hub Baumgarten and further on
to exit Austria to reach other European
markets, with the following sections in
the partner countries: Turkey (1 935 km)
- Bulgaria (400 km) - Romania (495 km)
(°) Doc. IIW-1894-08 (ex-doc. XI-881-07)
recommended for publication by Commission
XI “Pressure vessels, boilers and pipelines”.
* Institute for Building Construction and Technology - Vienna University of Technology (Austria).
Nowadays already a lot of large onshore-projects have been
implemented for the steel X80 with, as it seems, fully satisfactory
results. A lot of money is spent worldwide in finding the right joining
process for the circumferential welds of these pipes and so a
worldwide central collection of welding variables and efficient
processing could result in a prediction of the mechanical properties
and fracture mechanical values out of the data of the preceding joining
process, and would save a lot of trial and error and therefore costs.
This paper deals with the mechanical properties, as yield strength,
tensile strength, impact energy, and hardness, and the fracture
mechanical values, as CTOD- (Crack Tip Opening Displacement-)
values, out of the parameters, as for example heat input, of the joining
process.The problems in determining and predicting these mechanical
properties are discussed in detail, and the results are compared.
Finally the different resulting values are compared with each other,
with the values of the base material, and with the values out of
numerous references.The tested materials were the base material, the
weld metal, and the heat-affected zone of welds, using different
welding processes, as for example manual metal arc welding, gas
metal arc welding, gas tungsten arc welding, or submerged arc welding,
of the pipeline-steel X80 according to API 5L (L 555MB according to
OENORM EN 10208-2).
KEYWORDS: Arc welding; CTOD; Fracture toughness; Gas shielded arc
welding; GMA welding; GTA welding; Hardness; Heat affected zone;
Impact toughness; Mechanical properties; MMA welding; Parent material; Pipeline steels; Pipelines; Reference lists; Strength; Submerged arc
welding;Toughness; Ultimate tensile strength; Weld metal; Weld zone;
Yield strength.
Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2009 331
S. Felber - Mechanical-technological and fracture mechanical properties of the high grade pipeline-steel X80, ecc.
Figure 1 - Proposed route for the NABUCCO gas pipeline [3].
- Hungary (519 km) - Austria (46 km).
The pipeline should have a length of
3 400 km with a pipe diameter of
1 422 mm (56 ”). The operating pressure
should be 90 bar, with 8 compressor stations and 5 control centres [1]. The first
construction phase involves the 2 000
km leg from Ankara to Baumgarten, as
seen in Figure 1.
The construction phase was first planned
from mid 2006 to the end of 2009, which
should also be the start of the operation
[3]. The extensions to Georgia and Iran
are planned to come online in 2011.
Estimated investment costs including
financing costs for a completely new
pipeline system amount to approximately 4.4 billions Euro.
A prediction of the properties would
save a lot of costs especially in the planning stage of new projects, like the one
of Nabucco.
This paper gives an overview of the chemical compositions, the mechanical properties, and the fracture mechanical
values of the pipeline-steel X80 according to different standards (EN and
API), by using different welding processes, as shielded metal arc welding, gas
tungsten arc welding, gas metal arc
332 Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2009
welding, flux cored arc welding or submerged arc welding.
Further this paper deals with the determination of the CTOD- (Crack Tip
Opening Displacement-) values according to BS 7448 using three point bend
specimens. The view results are compared.
At the beginning it should be mentioned,
that the welding tests were performed as
well as welds in the field, joints which
were performed on the building site, as
also as welds in the labour, and therefore
bigger scatter bands in the results may
occur. The basis of most of the diagrams
and figures are a few hundred values,
and to simplify it just reference numbers
are mentioned.
Tensile tests, hardness tests, impact
tests, and fracture mechanical tests were
performed and evaluated.
Finally the different resulting chemical
compositions, mechanical properties,
and fracture mechanical values, as for
example CTOD-values etc., of the welds
(welding metals and heat-affected
zones) are compared with each other and
with the values of the base material.
The welding technological examinations
are already described in [4].
2. Mechanical-technological
properties of the
pipeline-steel X80
Figure 2 shows the tensile strength properties, Figure 3 the impact energy
values, and Figure 4 the results for the
hardness investigations.
Figure 4 shows typical characteristics
for the hardness in the weld seam. The
highest values, peaks, occur in the heataffected zone. The process 111-C has the
lowest values of all compared processes
with about 250 HV10. For welding with
111-B hardness values of about 285
HV10 occur. Interesting are the investigations for joining spiral welded pipes of
different grades, X80 and X70 or lower.
Noticeable are the peaks in the HAZ in
the lower grade steel of about 320
HV10. The lower the steel grade the
higher the values of the hardness in this
case.
Figure 5 shows the Charpy-impact
energy and tensile strength over the
average heat input. Because there are
only a few values available, it is not possible to make a meaningful conclusion.
If the values for the field trial in Canada
are not considered, there is a very light
S. Felber - Mechanical-technological and fracture mechanical properties of the high grade pipeline-steel X80, ecc.
Figure 3 - Average values of impact energy of
the welding specimens of the projects [5] to
[14].
Figure 2 - Average values of tensile strength
of the welding specimens of the projects [5]
to [14].
Figure 5 - Tensile strength and impact energy
over the average heat input averaged over
the cross-sections of the weld of longitudinal
welded pipes out of the pipeline-steel X80.
Figure 4 - Single values of hardness in the
region of the top layer and the root pass of the
welding specimens out of X80 [15].
trend, otherwise the diagram shows the
contrary effect.
Figure 6 shows the range for the yield
strength for different welding processes
used for different pipeline-steels [16].
Unfortunately there are no statements
about the fracture position. It can be
seen that the welding process 135
(MAG) has the biggest variation in the
values.
Figure 7 shows the range of the tensile
strength [16], also here the biggest variation occurs for the MAG process.
Figure 8 shows the resulting range for
the
hardness
values [16]. And
the diagrams of
Figures 9 and 10
show the range of
the impact energy
over the temperature.
Big scatter bands
result here, since
ve ry different
alloying contents
were tested in
these tests.
Figure 6 - Comparison of the resulting
yield strength values for different welding
processes used for pipeline-steels [16].
Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2009 333
S. Felber - Mechanical-technological and fracture mechanical properties of the high grade pipeline-steel X80, ecc.
Figure 8 - Comparison of the resulting
hardness values for different welding
processes used for pipeline-steels [16].
Figure 7 - Comparison of the resulting tensile
strength values for different welding
processes used for pipeline-steels [16].
Figure 9 - Comparison of the resulting
impact energy values over the temperature
for different welding processes used for
pipeline-steels [16].
3. Fracture mechanical tests on
the pipeline-steel X80
The CTOD specimens according to
BS 7448 were taken out of the base
material, different welds, and their heataffected zone. For further information
about the dimensions and the manufacturing of the specimens, and the description of the tests, see [16].
Figure 11 shows the regions for the
CTOD-values over the impact energy
values for the weld metal specimens
X70-SP3 to X70-SP11. There are also
two dots, which show values for the
pipeline-steel X80. The values WMX80111 is inside of the X70 fields. The
CTOD-value for the second X80 value
performed by a mechanized welding
334 Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2009
Figure 10 - Comparison of the resulting
impact energy values over the temperature
for different welding processes used for X80
pipeline-steels [17].
process has higher impact energy, but
the CTOD-value is in the same range as
for X70.
In Figure 12 the CTOD-values for different welding processes according to [16]
are collected.
It can be seen that the values of the submerged arc welds are a little bit higher
than the one of the manual metal arc
welds.
The variation of the base material of
X70 results of the different heats tested
in the various tests performed.
4. Safety, ecological, and
economical aspects for
pipelines
Worldwide it is reported that 20 000 km
of pipelines were completed in 2003 at
costs of USD 15 billion, 60% of which
were natural gas pipelines. Pipeline projects planned to complete in 2004 and
beyond totalled 41000 km [18]. In
Figure 13 the entire project costs for the
building of a pipeline are spread in percentage of the main cost causes. It can
S. Felber - Mechanical-technological and fracture mechanical properties of the high grade pipeline-steel X80, ecc.
Figure 11 - CTOD-values over the values
of the impact energy for different manual
metal arc welded joints of the longitudinal
welded pipeline-steels X70 and X80.
Figure 12 - CTOD-values over the
temperature for different welded joints on
pipeline-steels.
be clearly seen, that the main costs are
building and material costs. A big saving
potential is therefore just in case of these
costs [19] and [20], but in general the
following considerations lead to cost
savings:
• high strength pipe
- reduced material costs
- higher operating pressures
• higher design factors
- higher operating pressures
• high productivity welding / inspection
• improved construction methods &
equipment.
Also according to [21] half of the entire
pipeline costs are building costs, and so
the welded joints per day. This amount is
mainly influenced by the welding velocity and especially by the welding velocity for performing the root pass. In
Table 1 the welding velocity for the root
pass and the typical amount of circumfe-
rential welds per
day for different
welding processes
are compared. It
can be seen, that
the manual metal
arc welding with
cellulosic electrodes in vertical
down position has
an advantage in
comparison to the
other welding
processes.
The “fitness for
purpose”-considerations, which
are specially
influenced by the
repair ratios, represent a major cost
factor. For European pipelines the repair
ratio is 5% of the welded joints and the
“cut out”-ratio (e.g. because of cracks) is
Figure 13 - Typical distribution of costs
for the building of an onshore natural gas
pipeline [19], [20].
0.3% of the welded joints. A repair ratio
of 3 to 5% percent is often seen as the
best compromise solution between
maximum welding velocity and
Table 1 - Comparison of the welding velocities for the root pass and the circumferential layers, depending on the pipe dimensions,
per day for different welding processes [18], [21], and [22].
Welding velocity
[mm/min]
Welding in vertical down position with cellulosic electrodes
300-450
Welding in vertical down position with basic electrodes
150-200
Welding in vertical down position with cellulosic and basic electrodes
300-450
Gas metal arc welding with half mechanized heads
extremely high preparation times
a
CRC, dual torch welding head
CAPS, multi head, dual wire
390
Metal arc welding with filler wire
130-180
Welding process
a
Circumferential
welds per day
180-220
60-65
160-180
160-211
a
a
45-55
No details.
Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2009 335
S. Felber - Mechanical-technological and fracture mechanical properties of the high grade pipeline-steel X80, ecc.
optimum quality. The mainly occurring
defects in case of welding of onshore
pipelines are slag inclusions, followed in
general by defects of the root pass. The
repair costs could be reduced extremely,
if the acceptance criteria for slag inclusions and other voluminous defects
would be established less hard, and the
welding of the root pass would be
inspected and controlled more accurately. Mechanized welding processes
cannot be found that often in Europe
except in Russia. The repair ratios in
case of these processes are for sure
already under 17 to 23%, which are
known out of older publications from
Russia [23]. [6] reports about the 50 km
field trial at the RUHRGAS project performed with the CRC process, that only
4% of the welds had to be repaired. Also
the CAPS process as field trial in
Canada, performed by the Cranfield
University and Fronius, showed repair
rates of 3.9%. Therefore a grade X80
pipeline with a length of 3 km including
182 welds was performed under arctic
conditions of -50 °C. This field trial is
one of the primary wo rk to the big
project of the Alaska Gas Pipeline
planned with the pipeline-steel X100
with a total length of about 5 700 km.
Further projects using the CAPS process
in Indonesia, Korea, and Canada are
planned [24].
Project cost reduction may be a result of
the sum of the different benefits that can
be derived by using high-strength steels,
even when the price per ton of pipe
increases as the material grade increases.
The benefits include:
• reduced quantity of steel required,
• lower pipe transportation costs, and
• lower pipe laying costs.
The use of grade X80 linepipes in the
construction of the first RUHRGAS X80
pipeline led to a material saving of about
20 000 t to the total amount of about
145 000 t, compared with grade X70
pipes through a reduction of the wall
thickness from 20.8 mm for X70 to
18.3 mm for X80, see Figure 14. This
resulted also in a reduction of the pipe
laying costs because of reduced pipe
transportation costs and reduced
welding costs through reduced welding
times needed for the thinner walls [7].
The use of materials with still higher
strength, such as grade X100 or grade
X120 could lead to further material
336 Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2009
savings, as it is illustrated in Figure 14.
A preliminary economic evaluation as
feasibility study on X100 was done in
1997. Costs have been evaluated under
several hypotheses:
• Unit steel costs have been estimated
according trend extrapolated from
lower grades.
• Costs of fittings and valves have been
considered as a constant portion of
the total steel costs.
• Transportation costs have been evaluated as dependent on the steel
weight.
• Laying costs have been analyzed
completely: trenching and field
bending have been considered constant for both solutions, instead
welding costs have been divided in
two parts, one constant and the other
proportional with the thickness.
Moreover it has been taken care of
the possible higher costs of consumables and of the possible greater difficulties for welders.
• The other costs like coatings and
cathodic protection have been considered equal for both solutions.
This preliminary economic evaluation
highlighted that X100 steel high pressure pipes could give investment costs
savings of about 7% compared with
grade X80 pipeline. Other studies claim
cost savings of up to 30%, when X70
and X100 are compared, see Figure 14.
The column for the X70 steel is based on
the before mentioned 30% cost saving in
comparison to X100, so there is no information about cost-causes [25].
An installed X70 pipeline per meter
would be about 3 470 USD and one out
of X80 about 2
610 USD, which
is a cost reduction
of about 25%.
On the other
hand, it is seen in
Figure 14 that the
reduction in the
manufacturing
cost per ton of the
pipe at a given
transport capacity
of a pipeline is
enhanced, not just
by an increase in
the material grade
of the steel, but
also by a reduc-
tion in the wall thickness of the pipe.
A reduction of the diameter of the pipe
with a constant wall thickness and
a simultaneous increase in the pipeline
operating pressure would represent
a more favourable solution to the
problem [26].
As well as the pipe costs, the pipe laying
costs play also an important role. The
use of pipes with a length of 18 m results
in a reduction of the number of girth
welds required in the construction of a
pipeline by about 33%, compared to the
use of pipes with a length of 12 m. It also
results in faster and safer pipe laying
with reduced amounts of welding,
testing costs, and site coating. Also the
use of intermediate lengths between
18 m and 12 m leads to reduced pipe
laying costs, when the pipe lengths are
restricted for transport reasons [19].
Also the development in welding processes leads to further cost reduction. In case
of dual tandem GMAW the high speed of
tandem GMAW is retained, and two
passes are deposited simultaneously,
which further reduces the welding times.
This results in a significant reduction in
the number of welding stations required
to achieve a given number of welds per
day and leads to major savings in laboratory and equipment costs. In comparing
welding systems for a recent project estimate, CAPS resulted in a 26% saving in
alignment, welding, and NDT, when
compared with conventional mechanized
welding system. Travel speeds of
1 m/min can be used for all filler layers,
and speeds of 1.5 m/min can be used in
position 2G. This was compared with
speeds of about 50 cm/min for the mecha-
Figure 14 - Estimated costs per meter pipe
[25].
S. Felber - Mechanical-technological and fracture mechanical properties of the high grade pipeline-steel X80, ecc.
nized GMAW process currently used for
pipelines. Surprisingly, it was found, that
the cap pass could also be welded at 1
m/min. The cap pass is normally the
slowest pass with travel speeds of about
30 cm/min. The girth welds satisfy the
X80 mechanical test requirements [27].
The results of this joint development
work are really astounding and extremely satisfactory for all involved. A conventional GMAW welding process used
for pipeline construction would require
many welding stations to complete each
weld at the required productivity. Up to
19 welding stations may be required for
the Alaska Gas Pipeline, whereas CAPS
would require only 4. This results in
major savings in equipment and labour,
as well as easier logistics in the Arctic
environment. The lower personnel
numbers working in these environments
also reduce the safety risk. BP has therefore estimated that the use of CAPS on
the Alaska Gas Project could save more
than USD 150 million, which is about
1% of the whole estimated costs of about
USD 16 billion [11].
Of great importance are uniform internal
pipe diameters and out-of-roundness
tolerances. To make the pipe self stable
and thereby facilitate handling, it is
necessary that the diameter to wall thickness ratio should be less than 100. As
thin-wall pipes are aligned by means of
an internal clamping device in the field,
out-of roundness of the pipe ends is not
as important as a uniform internal diameter. A uniform diameter can be achieved particularly with internal expanded
pipe. Large pipe diameters require more
care during handling over the ditch. If
the pipe laying requires a large number
of fieldbent pipes, the contractor prefers
submerged arc welded pipes with
lengths of 16 to 18 m [19].
Ruhrgas MMAW
Grade X80 pipe in most cases is more
economical than X70. The higher steel
grade led to a steel reduction of about
12%. Consistently predictable and
reproduceable mechanical properties
and good field weldability can be achieved without difficulty. Field welding
was carried out by the use of a combined
welding process. The repair rate was less
than 3%, and thus better than when pure
cellulosic welding was used [28]. One
entire pipeline construction crew had a
strength of 65 persons. On average, a
length of 0.5 km of pipeline could be
completed in one day. The reduction of
the number of tie-in joints moreover
allowed an improvement in the laying
quality [5].
Ruhrgas GMAW
On site, automatic welding (CRCEvans) was used on about 50 km.
4% of the welds had to be repaired [6].
Nova
The mechanized gas metal arc welding
procedures employed for mainline
welding were identical to those used for
X70, and no welding problems were
encountered, which could be attributed
to the process, the procedure or the
higher strength material being welded.
The welding repair rate was 6%, which
is consistent with recent experience
in welding X70 in this diameter
(1219 mm). The application of selfshielded flux cored arc welding to tie-ins
resulted in a productivity gain between
25% and 40%, compared with conventional shielded metal arc welding [29].
Transco
This was achieved by accepting that a
degree of repair welding would be required. The typical repair rates (expressed
as a percentage of the number of pipeline circumferential welds) were 4-8%.
However, these were mostly local
repairs with very few complete joint cut
outs being required [30].
Roma Looping
In comparison with API 5L X70 grade
pipe, grade X80 pipe represents a 12%
reduction in total steel weight and up to
25% less deposited weld metal without
any compromise in overall pipeline
capacity [12]. Table 2 shows the repair
rates from the projects and also, if available, reduction of steel weight and weld
metal.
5. Discussion of the results
This paper gave an overview of the
mechanical-technological and fracture
mechanical properties resulting of the
different welding processes used, the
numerous different welding process
variables, and the different consumable
types, for the different welding metals
and their heat-affected zones. Because
the welding tests performed were welds
in the field, as well as joints performed
on the building site, and also welds in
the labour, a big scatter band in the
results occurred.
A worldwide central collection of
welding variables and efficient processing could result into a prediction of
mechanical properties and fracture
mechanical values out of the data of the
preceding joining process, and would
save a lot of trial and error and therefore
costs.
The examinations of the mechanical
technological properties for the joining
of the pipeline-steels X70 and X80
showed satisfactory values, see Table 3.
Also the repair rates for the welding processes, especially the mechanized ones,
decreased enormously in comparison to
old ones, where repair rates of 17-23%
for mechanized welding of onshore
pipelines in the 1970s are mentioned.
The CAPS process works on the steel
grade X70 as well as on X80 and X100,
see Table 4.
Satisfactory installations of API 5L X80
have been accomplished with a large
potential for cost savings and improvements in productivity.
Unfortunately there were almost no
values for fracture mechanical investigations, but the existing values lay in the
same field as the X70 steel.
As regards design and construction the
pipeline steel X80 has advantages. The
higher strength leads to lower weights, or
higher pressure, or a combination of
both. This influences the quantity of
steel, the transportation and pipe laying
costs, and the welding time. On the other
hand X80 could be used with the same
diameter and wall thickness, so there is
no disadvantage corresponding to earlier
leakage by corrosion through smaller
wall thickness, but a higher pressure in
operation leads to higher capacity. But
there are also other reasons to reduce the
construction costs for both X70 and X80,
like bigger pipe lengths, if possible, less
tie-ins, a more efficient welding process,
and harmonized pipe tolerances.
As a final advantage the steel X80 would
lead to the employment of a relatively
new technology, even if it is only a
further field trial in a section of the
mainline to get new information or to
Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2009 337
S. Felber - Mechanical-technological and fracture mechanical properties of the high grade pipeline-steel X80, ecc.
Table 2 - Summary of the repair rates and material reduction of the projects.
Project
Grade API
5L
Diameter
[mm]
Wall thickness [mm]
Length
[km]
RUHRGAS
RUHRGAS
NOVA
TRANSCO
ROMA-BRISBANE
CAPS FIELD TRIAL
X80
X80
X80
X80
X80
X80
1 220
1 220
1 220
1 220
406
1 016
18.3
19.4
12.1
15.1/21.8
200
56
54
42/74
13
3
a
19.1
Process
111-C/B
135-CRC
a
111-C
111 / 135
135-CAPS
Repair rate
[%]
<3
4
6
4–8
Reduction [%]
Steel
Weld metal
a
12
a
12
a
a
a
a
a
12
25
3.9
a
a
No details.
Table 3 - Tensile test, impact test, and hardness test for different welding processes of the pipeline-steels X70 and X80.
Steel grade
Process
111-C-PG
111-C-PF
111-B-PG/PF
111-CB-PG
135
136
a
No details.
b
-20 °C.
c
HV10
TS
[MPa]
X80
CVN, 0°C
[J]
37-95 b
37-67 c
80-120 b
250-275
a
a
240-250
a
a
a
a
a
a
a
a
730-735
570-580
a
180-270
703
691-745
617-723
121
65-130
79-113
230-280
220-353
175-310
a
a
a
a
a
TS
[MPa]
525-662
550-560
560-730
X70
CVN
[J]
HV10
-40°C.
Table 4 - Repair rates for different welding processes of the pipeline-steels X70 and X80.
Steel grade
Process
111-C-PG
111-C/B-PG
135
a
X70
Repair rate [%]
1.6–2.4
a
a
X80
Repair rate [%]
1-8
<3
3.9-4
No details.
confirm the already existing knowledge.
Further investigations for evaluation of
the pipeline-steel X80 should be done.
Perhaps it is a benefit to make some
experiences on investigations in the
laboratory, the subjects are:
• examinations on the pipeline-steel
X80,
- CTOD,
- hardness,
• repair rates, and repair procedures,
• high productivity inspection, and
• improved construction methods &
equipment.
Acknowledgments
The author thanks the staff of the Institute for Testing and Research in Materials Technology (TVFA) of the Vienna
University of Technology, of OMVEEB-TS, of Boehler Welding, and of
VOEST Alpine Steel Linz, for their help.
338 Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2009
Sommario
Proprietà meccaniche, tecnologiche e di meccanica della frattura
dell’acciaio per pipeline X80 con i risultati di vari progetti di pipeline
Ad oggi molti grandi progetti on-shore sono stati realizzati con acciai X80 e,
come sembra, con risultati pienamente soddisfacenti. Per trovare il giusto processo per le saldature circonferenziali di queste tubazioni viene speso, in tutto
il mondo, molto denaro, per cui una banca dati mondiale di variabili di saldatura
e di processi efficienti, ricavata dai dati raccolti dai processi di giunzione già
applicati, potrebbe portare ad una previsione delle proprietà meccaniche e dei
valori di meccanica della frattura e potrebbe evitare l’esecuzione di una grande
quantità di prove e di errori e quindi portare ad una riduzione dei costi. Nell’articolo vengono esaminate le proprietà meccaniche, quali il carico di snervamento, la resistenza alla trazione, la tenacità e la durezza e i valori di meccanica
della frattura come i valori di CTOD (Crack Tip Opening Displacement), senza
tener conto dei parametri del processo di giunzione, per esempio l’apporto
termico. I problemi nel determinare e nel prevedere queste proprietà meccaniche sono trattati nel dettaglio e i risultati sono confrontati. Infine, i differenti
valori risultanti sono confrontati fra loro, con i valori del materiale base e con i
valori tratti da numerosi riferimenti. Su saldature di acciai per pipeline X80
secondo API 5L (L 555MB in accordo alla EN 10208-2), realizzate mediante
diversi processi, come ad esempio: manuale con elettrodi rivestiti, sotto protezione di gas,TIG ed arco sommerso, sono state eseguite prove sul materiale
base, in zona fusa ed in zona termicamente alterata.
S. Felber - Mechanical-technological and fracture mechanical properties of the high grade pipeline-steel X80, ecc.
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Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2009 339
IIS Didattica
Prove di criccabilità
a freddo *
1. Il fenomeno delle cricche
a freddo
Il fenomeno delle cricche a freddo può
caratterizzare la saldatura degli acciai al
carbonio, bassolegati ed inossidabili
martensitici; in particolare, è possibile
definire le seguenti tre cause fondamentali, contemporaneamente necessarie:
• elevate velocità di raffreddamento,
tali da provocare e favorire la formazione, in relazione alle caratteristiche
del materiale base, di strutture fuori
equilibrio (ad esempio: martensite);
• apporti elevati di idrogeno diffusibile
(Hdm), dovuti alla procedura di saldatura;
• tensioni di ritiro causate dalle condizioni di vincolo (interno ed esterno)
alla saldatura.
Il fenomeno può interessare sia la Zona
Termicamente Alterata (ZTA) sia la
Zona Fusa (ZF) del giunto, in funzione
della maggiore tendenza alla temprabilità dell’una o dell’altra, in funzione
della specifica combinazione tra metallo
base e consumabile. Le cricche si
possono manifestare quando il giunto
raggiunge temperature sufficientemente
basse (da cui il nome “cricche a freddo”)
o, talvolta, anche 24 o 48 ore dal termine
della saldatura (si definiscono, in questo
caso, “cricche a freddo ritardate”).
Figura 1 - Avanzamento delle trasformazioni microstrutturali.
*
Redazione a cura della Divisione FOR - Formazione e insegnamento dell’Istituto Italiano della Saldatura - Genova.
1.1 Meccanismo di formazione
Durante il ciclo termico di saldatura, la
porzione del metallo base del giunto
saldato, immediatamente a ridosso della
zona fusa (ZF), raggiunge la temperatura
di austenitizzazione. In fase di raffreddamento essa subisce ulteriori trasformazioni, che dipendono dalle condizioni di
austenitizzazione e dalle modalità di raffreddamento (severità del ciclo termico in termini di apporto termico specifico,
spessore del pezzo, temperatura di preriscaldo). Ciò significa quindi che, per una
determinata posizione della sorgente
termica, per un generico punto del
cordone, potranno essere individuate le
seguenti zone, con riferimento alla
Figura 1:
1. zona termicamente alterata in campo
austenitico, non ancora trasformata;
2. zona termicamente alterata già trasformata (o in fase di trasformazione)
- a valle dell’isoterma T B di trasformazione, a sua volta funzione principalmente della composizione chimica
del metallo base;
3. zona fusa;
4. zona fusa, ancora in campo austenitico;
5. depositato zona fusa già trasformata o
in fase di trasformazione - a valle dell’isoterma TF di trasformazione, a sua
volta funzione principalmente della
composizione chimica della zona
fusa.
Considerando il caso della saldatura ad
arco, la presenza di idrogeno diffusibile
(Hdm) è dovuta principalmente alla dissociazione del vapor d’acqua nell’arco
elettrico proveniente dai consumabili e
dall’ingresso di aria nell’atmosfera
Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2009 343
Prove di criccabilità a freddo
Figura 3 - Meccanismo di diffusione dell'H.
Figura 2 - Solubilità e diffusività nelle
diverse forme allotropiche del Fe.
d’arco. Alla temperatura di fusione del
metallo di apporto, l’idrogeno molecolare (H2) si dissocia in forma atomica H+
entrando in soluzione nel bagno di
fusione, quindi in soprassaturazione, a
seguito della solidificazione, in forma
interstiziale.
Con riferimento alla Figura 2, si noti
come la microstruttura austenitica
(CFC) presenti una maggiore solubilità
dell’H rispetto a quella ferritica (CCC),
a causa del maggior volume disponibile
al proprio interno per ospitare elementi
in soluzione. Per contro, la seconda presenta una maggiore diffusività nei confronti dell’H proprio a causa della conformazione reticolare.
Considerando la condizione più comune,
in cui il materiale base contiene un
tenore di carbonio maggiore del metallo
d’apporto, si verifica un meccanismo di
diffusione dell’idrogeno dalla ZF verso
la ZTA di seguito descritto.
A monte dell’isoterma T F (cui corrisponde la trasformazione della struttura
austenitica), il metallo depositato è in
forma austenitica come l’adiacente
metallo in ZTA; in seguito alla trasformazione nella ZF, l’H (che è più solubile
344 Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2009
in una matrice austenitica)
tende a migrare verso la ZTA
ancora austenitica attraverso
il fronte AB. In seguito alla
trasformazione dell’austenite in martensite (che
avviene alla temperatura TB
a partire dal punto B), l’idrogeno rimane intrappolato
all’interno della struttura martensitica
(Fig. 3). Se il contenuto di H è sufficientemente elevato, il fenomeno può avvenire non appena la temperatura è sufficientemente bassa perché le tensioni di
ritiro riescano a superare localmente il
carico di rottura del metallo infragilito
dalla tempra ed internamente sollecitato
dall’idrogeno (ricombinatosi in forma
molecolare).
Tuttavia, quando il contenuto di H è più
basso, si può ancora verificare un addensamento degli ioni di
idrogeno in corrispondenza di specifiche
regioni reticolari (le
cosiddette “trappole
per l’idrogeno”); in
tali condizioni, si
possono ancora verificare rotture anche 48
ore dopo l’esecuzione
della saldatura.
1.2 Morfologia
Le cricche a freddo
possono interessare, in
funzione delle specifiche situazioni, sia la
ZTA che la ZF: di con-
seguenza, rispetto all’asse principale del
giunto, esse possono avere sia direzione
longitudinale (le prime), sia trasversale
(le seconde) per effetto della direzione
delle tensioni residue agenti; inoltre, esse
hanno sempre origine transgranulare.
Le cricche a freddo longitudinali in ZTA
possono propagarsi in direzione parallela alla saldatura senza affiorare necessariamente in superficie oppure si
possono verificare alla radice del
cordone (root crack) o al piede del
cordone (toe crack) ove l’effetto intaglio
può avere un ruolo significativo. Le
cricche a freddo in ZF, essendo interessata principalmente da tensioni residue
agenti in direzione longitudinale (decisamente preponderanti su quelle trasversali), nascono generalmente in direzione
trasversale e possono estendersi anche in
ZTA (Fig. 4).
Figura 4 - Esempio di cricca a freddo in ZTA
di cordone d'angolo.
Prove di criccabilità a freddo
2. Prove di criccabilità a
freddo e loro classificazione
Un indice della tendenza alla criccabilità
a freddo è ottenibile mediante l’esecuzione di una delle numerose prove di
criccabilità a freddo disponibili.
Della vasta gamma di prove sviluppate,
alcune risultano comunemente utilizzate
su larga scala (Implant, Tekken e CTS),
altre risultano utilizzate dalle case produttrici come criteri di accettabilità (a
croce, WIC), altre ancora sono raccomandate da Istituti nazionali (IRC, RGW).
Tali prove, di seguito elencate, sono
classificabili principalmente in funzione
del modo di applicazione della sollecitazione: quest’ultima può essere, infatti,
applicata esternamente mediante l’utilizzo di apposite apparecchiature (quindi
di agevole misurazione), oppure essere
risultato di condizioni di autovincolo
dovuto a deformazioni impedite in fase
di raffreddamento.
Appartengono al primo gruppo le prove:
• Implant
• LTP
• TRC
Appartiene al secondo gruppo, invece,
un maggior numero di prove, sovente
preferite alle prime a causa della maggiore affinità delle sollecitazioni riscontrabili nei giunti saldati in esercizio, con
le condizioni riprodotte sui provini.
Questi ultimi, quindi, risultano soggetti
esclusivamente alle tensioni residue
dovute alle condizioni di autovincolo
(nel prosieguo denominati per brevità
“autovincolati”). Lo scopo principale di
questo gruppo di prove è di determinare
la suscettibilità alla criccabilità a freddo
del metallo base e dei consumabili.
L’approccio, comune a tutte le prove, è
quello di depositare un cordone di saldatura su un provino costituito da due
piastre in condizioni predefinite ed esaminare la saldatura ricercando cricche
sia in ZF che in ZTA.
Le principali prove appartenenti a questa
tipologia sono di seguito riportate:
• Tekken
• Lehigh
• CTS (Controlled Thermal Severity)
• Cruciform
• Bead Bend
• U-Groove Weld Cracking
• WIC (Welding Institute of Canada)
• IRC (Instrumented Restraint Cracking)
• RGW
• GBOP (Gapped Bead-On-Plate)
• SCCT
Tutte queste prove (sia con carico
esterno, sia autovincolate) sono state
sviluppate con l’obiettivo di fornire indicazioni sull’influenza dei principali
parametri metallurgici e tecnologici sul
fenomeno della criccabilità a freddo; tuttavia, è necessario considerare che una
trasposizione dei risultati ottenuti dalle
prove sulle saldature reali si presenta
spesso di difficile attuazione, in quanto
risulterebbe estremamente complesso
riprodurre in fase di prova tutte le condizioni al contorno che caratterizzano la
saldatura vera e propria.
È comunque possibile, considerando una
serie di fattori (ad esempio tenendo
conto del fatto che giunti a passata
singola sono maggiormente soggetti al
fenomeno) ed interpretando i risultati
delle prove, determinare una serie di
parametri, tra cui, tipicamente, la temperatura di preriscaldo necessaria per una
determinata condizione di saldatura.
Poiché infine le prove prevedono procedure di saldatura a passata singola (che
determina maggiori severità di raffreddamento), la valutazione (o l’accertamento) dell’influenza delle condizioni di
saldatura nei casi reali (ad esempio il
mantenimento della temperatura di preriscaldo, passate multiple, ecc.) sulla
temperatura di preriscaldo richiesta, può
solamente essere compiuta con l’ausilio
di altre prove sperimentali. In ogni caso,
l’affidabilità dei risultati ottenuti da tali
prove è da considerarsi in genere limitata.
2.1 Prove con applicazione esterna del
carico
2.1.1 Prova Implant
Tale prova (prevista dalla norma UNI
10149:1994 - “Giunti saldati - Metodo di
prova Implant”), finalizzata sia alla
determinazione della tendenza alla criccabilità a freddo nella ZTA sia alla qualifica dei procedimenti, prevede l’utilizzo
di un provino cilindrico dell’acciaio da
testare (φ = 6-8 mm) che viene parzialmente inserito in una lamiera forata di
20÷30 mm di spessore, dello stesso
materiale da testare (o ad esso similare o
di acciaio al carbonio).
Il provino presenta un intaglio nella
sezione testata che deve penetrare sino
alla ZTA.
In seguito il provino viene saldato piatto
alla lamiera mediante un cordone di saldatura: durante la fase di raffreddamento, quando la temperatura raggiunge
l’intervallo 150÷100 °C, si applica per
un periodo non inferiore a 16 ore un
carico di trazione costante alla piastra (e
quindi all’inserto) al fine di correlare la
tensione provocata dal carico applicato
al tempo di frattura e alla posizione della
frattura (Fig. 5).
In questo modo si può determinare la
tensione critica corrispondente all’assenza di cricche.
(1)
AWS B4.0M:2000 - American National
Standards Institute, July 25, 2000.
Figura 5 - Illustrazione schematica della prova Implant. (1)
Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2009 345
Prove di criccabilità a freddo
Figura 6 - Illustrazione schematica della
prova TRC. (2)
Alternativamente, ponendo il carico
applicato pari al carico di snervamento
del materiale base e variando alcuni dei
più significativi parametri di saldatura
(preriscaldo, postriscaldo, apporto
termico specifico) è possibile determinare il parametro t8-5 critico, al di sopra
del quale non avviene alcuna cricca.
2.1.2 Prova TRC
Questa prova, creata al fine di studiare le
cricche che possono insorgere in forma
ritardata rispetto al completamento della
saldatura, prevede l’utilizzo di piastre
con cianfrino preparato ad Y (o a mezza
U o a mezza V) che immediatamente in
seguito alla saldatura vengono sollecitate a trazione mediante un dispositivo
esterno e caricate con la tensione voluta
per osservare la relazione tempo-frattura
Figura 7 - Illustrazione schematica della
prova LTP. (3)
o il tempo di comparsa della cricca dopo
l’applicazione del carico (Fig. 6).
2.1.3 Prova LTP
Questa prova è stata sviluppata per valutare la tendenza alla criccabilità a freddo
per le saldature con differenti configurazioni di prova. Il carico esterno può
essere applicato subito dopo l’esecuzione della saldatura oppure dopo alcuni
giorni, al fine di valutare sia l’insorgenza
o meno della cricca sia di determinare la
tensione critica alla quale la cricca non
insorge (Fig. 7).
2.2 Prove con campioni soggetti a
condizioni di autovincolo
2.2.1 Prova Tekken
Questa prova, basata sulla dilatazione
delle lastre saldate, ha un campo di
applicazione molto vasto, potendo
essere utilizzata con processi ad arco
(anche sommerso), sia per spessori relativamente piccoli (12 mm) sia per spessori elevati (fino a 150 mm). Il test ha lo
scopo di determinare, in particolare, i
valori di alcuni parametri di saldatura
per la prima passata nei giunti testa a
testa. Il test prevede l’esecuzione di una
prima passata (a parziale penetrazione,
al fine di garantire un effetto intaglio),
da eseguirsi in posizione piana con un
consumabile avente carico di snervamento uguale o maggiore del materiale
in prova, su un cianfrino preparato ad Y
con distanza tra i lembi (gap) pari a
2 mm, precedentemente assemblato e
accuratamente trattato termicamente. Le
cricche che possono essere evidenziate
mediante tale prova possono insorgere
sia in ZTA e svilupparsi nella ZF che
viceversa; tale prova è consigliata per
testare il metallo base(4) (Fig. 8).
Dalle sezioni metallografiche ricavate
(due delle quali in corrispondenza dell’inizio e della fine della passata), si
determina la criccabilità in relazione ai
parametri di saldatura (ad esempio il
preriscaldo). Il giunto dovrebbe essere
esaminato non prima di 48 ore per
garantire la diffusione dell’idrogeno
(Fig. 9).
(2)
(3)
(4)
Figura 8 - Illustrazione schematica della prova Tekken. (3)
346 Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2009
Theory of weldability of metals and alloys, 1991.
IIW–Doc. II-A-111-03 - Revision 6.
UNI EN ISO 17642-2:2006 - Prove distruttive su
saldature di materiali metallici - Prove di
criccabilità a freddo di elementi saldati Processi di saldatura ad arco - Parte 2: Prove in
condizioni di autovincolo.
Prove di criccabilità a freddo
1 - Cutting in the width direction
2 - Examining section position
Figura 9 - Posizione delle sezioni metallografiche per processo automatico. (4)
2.2.2 Prova Lehigh
Questa prova è raccomandata per la
caratterizzazione degli elettrodi nella
saldatura ad arco. La prova prevede l’utilizzo di una piastra, all’interno della
quale è realizzato un cianfrino preparato
ad U (con gap pari circa a 1.6÷2 mm) o a
doppia U nel caso di spessori maggiori
di 25 mm. Ai lati dei provini così preparati vengono praticati intagli di lunghezza via via crescente, al fine di consentire o meno, durante la fase di
raffreddamento, deformazioni di entità
variabile, inducendo di conseguenza tensioni di autovincolo a loro volta differenziate da punto a punto.
La prima prova viene solitamente condotta su provini non fessurati al fine di
realizzare immediatamente la condizione di autovincolo più severa; in
seguito si procede con provini a fessure
Figura 10 - Illustrazione schematica della
prova Lehigh. (3)
sempre maggiori. In questa prova il
fenomeno di criccabilità insorge solitamente nella ZF, ma può nascere alla
radice o sulla parte superiore. Come
nella prova Tekken (cui tale prova è
affine), le valutazioni sui risultati
vengono eseguite a seguito di evidenze
visive e mediante sezioni metallografiche; tuttavia, se prescritto, si può procedere mediante esame con liquidi penetranti (Fig. 10).
2.2.3 Prova CTS (Controlled Thermal
Severity)
Questa prova, riguardante principalmente i giunti d’angolo, ha lo scopo sia
di valutare la tendenza alla criccabilità a
freddo in ZTA e ZF mediante l’ottimizzazione della scelta dei parametri di saldatura (effetti dei consumabili, apporto
termico specifico, preriscaldo, tratta-
menti termici post saldatura) sia di
testare la qualità del materiale base. Due
piastre di dimensioni differenti, la
minore di forma quadrata, la maggiore
rettangolare, ma di pari spessore (che
può essere scelto in funzione del regime
di flusso termico che si vuole esaminare), opportunamente rettificate, sono
imbullonate e saldate con due o più
cordoni definiti ausiliari. In seguito al
raffreddamento e al rafforzamento dell’imbullonatura, si eseguono le saldature
di prova: si esegue una prima saldatura
in seguito alla quale il provino viene
immerso in un bagno d’acqua a 30 °C
sino al completo raffreddamento a temperatura ambiente, che viene mantenuta
per 72 ore. Successivamente si esegue la
seconda saldatura.
In seguito a questa prova insorgono
cricche solitamente nella zona sottocordone o nella ZF. Il giunto deve essere
sezionato per ricavare provini e sezioni
metallografiche, per verificare la presenza o meno di cricche e per eseguire
prove di durezza sulle piastre e in ZTA,
almeno 72 ore dopo il completamento
delle saldature (Figg. 11 e 12).
2.2.4 Prova a croce
In questa prova, adatta alla determinazione dei parametri di saldatura (consumabili, apporto termico specifico, temperatura di preriscaldo e/o postriscaldo)
nei giunti d’angolo, tre piastre di spessore compreso tra 10 e 50 mm, lavorate
meccanicamente, sono assemblate a
croce mediante “tack welding”. Quindi
si procede al deposito di un cordone (di
lunghezza specificata) per ogni angolo
secondo una sequenza prestabilita,
Figura 11 - Illustrazione schematica della
prova CTS. (3)
Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2009 347
Prove di criccabilità a freddo
1 - Test weld
2 - Water
Figura 13 - Illustrazione schematica della prova a croce. (3)
Figura 12 - Allestimento bagno di
raffreddamento. (4)
lasciando ogni cordone libero di raffreddarsi a temperatura ambiente. Al termine
del raffreddamento, se previsto, si
esegue il trattamento termico dopo saldatura. Le saldature così portate a compimento sono analizzate dal punto di
vista metallografico mediante sezioni
trasversali (Fig. 13).
2.2.5 Prova “Bead Bend “ (o del
cordone piegato)
Questa prova è stata sviluppata al fine di
valutare la tendenza alla criccabilità dei
componenti saldati. Le variabili sperimentali che influenzano la criccabilità
dei componenti sono le differenti condizioni di conduzione della prova (temperatura di interpass, variazione della
sequenza delle passate nei giunti multipass). Tale prova prevede alternativamente l’ancoraggio di due piastre identiche ad una ulteriore piastra di base con
uno spessore pari almeno al quadruplo di
quelle da giuntare. Partendo dall’assunto
secondo il quale maggiore la deformazione consentita e minore lo stato auto-
Figura 14 - Illustrazione schematica della prova Bead Bend. (3)
348 Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2009
tensionale, a seconda della metodologia
di assemblaggio del test, si possono condurre esperimenti con livelli di autovincolo (e quindi tensionali) differenti: il
test prevede sia l’utilizzo di cordoni ausiliari di ancoraggio (condizione di autovincolo più severa) sia l’utilizzo di cavallotti che permettono una deformazione
trasversale impedendo quella angolare.
Una volta eseguito e raffreddato, il
giunto viene mantenuto a temperatura
ambiente per almeno 24 ore. Successivamente, si ricava da esso un provino (dalla
Figura 15 - Provino BB sottoposto a
piegamento con cricca a freddo. (5)
Prove di criccabilità a freddo
soprattutto negli acciai ad alta resistenza.
Il provino viene sottoposto a prova di
piegamento dopo aver subito un riscaldamento a 250 °C per 16 ore al fine di permettere all’idrogeno di fuoriuscire. Tale
prova ha lo scopo di indurre uno stato
tensionale (sulla superficie esterna) tale
da amplificare le microcricche fino a renderle visibili (Figg. 14 e 15).
2.2.6 Prova U-Groove (JIS)
Questa prova, concepita in Giappone, ha
lo scopo di individuare le cricche a
freddo insorte negli acciai al carbonio e
bassolegati durante la saldatura con elettrodi rivestiti o a filo continuo pieno ed
animato (Fig. 16).
Figura 16 - Illustrazione schematica della prova U-Groove (4) (JIS).
Figura 17 - Illustrazione schematica della
prova WIC. (3)
Figura 18 - Illustrazione schematica della prova IRC. (3)
zona che maggiormente si vuole investigare), avendo cura
che la regione situata
ad un terzo di altezza
del top sia inclusa
nel provino: in tale
zona, infatti, nei
giunti multipass le
tensioni di trazione
presentano di norma
la massima concentrazione(5) e la sensibilità alla criccabilità
da H risulta elevata,
2.2.7 Prova WIC
Questa prova è stata messa a punto con
l’intento di simulare le condizioni di saldatura di tubazioni in posizione verticale
discendente. La saldatura, eseguita su
due piastre ancorate mediante cordoni
d’angolo su una terza piastra d’appoggio,
viene condotta in posizione verticale
discendente in varie condizioni di preparazione dei lembi, parametri di saldatura
e tipologie di elettrodi di acciai al carbonio. Lo scopo è determinare la criccabilità, con particolare riferimento alla profondità delle eventuali rotture (Fig. 17).
2.2.8 Prova IRC (Instrumented
Restraint Cracking)
Questa prova, piuttosto complessa, può
essere utilizzata per simulare il comportamento dei componenti saldati in condizioni di forte vincolo di ritiro e prevede
la determinazione e la successiva riproduzione delle condizioni di autovincolo
di una struttura reale mediante la scelta
di appositi dispositivi o di provini di
dimensioni adeguate. La tendenza alla
criccabilità a freddo è determinata registrando le tensioni e i momenti insorti
durante la prova.
La prova prevede l’uso di due piastre
fissate e saldate in un’apposita apparecchiatura. Durante la saldatura e il conseguente raffreddamento si procede alla
misurazione della forza e dei momenti
insorgenti a causa dei ritiri mediante i
quali si perviene alla determinazione
della distribuzione delle tensioni generate nel materiale in relazione di essi
(Fig. 18).
(5)
IIW-1742-06.
Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2009 349
Prove di criccabilità a freddo
lo scopo di determinare le condizioni
(contenuto di H nella ZF, temperatura di
preriscaldo, apporto termico specifico in
particolare) di non criccabilità (Fig. 19).
Figura 19 - Illustrazione schematica della prova RGW. (3)
Figura 20 - Illustrazione schematica della
prova GBOP. (3)
2.2.9 Prova RGW
La prova ha la finalità di simulare la
saldatura di componenti mediante una
opportuna scelta di
lunghezza e spessore del provino.
Il fissaggio delle
coppie degli elementi che costituiscono il provino
deve essere eseguito
mediante utilizzo di
bulloni. La saldatura
di prova deve essere
eseguita in passata
singola. La prova ha
2.2.10 Prova GBOP (Gapped
Bead-On-Plate)
Questa semplice prova ha lo scopo di
valutare la sensibilità alla criccabilità a
freddo della ZF in funzione dell’idrogeno diffusibile in considerazione della
temperatura di preriscaldo, mediante la
generazione di cricche trasversali nella
zona fusa.
La procedura prevede l’utilizzo di due
blocchi opportunamente assiemati, uno
dei quali presenta una scanalatura ottenuta meccanicamente con lavorazione di
macchina, sui quali è eseguita (ortogonalmente al gap scanalatura del provino)
una passata.
La scanalatura riveste il compito di concentratore di tensione che concorre
all’insorgere della cricca. I blocchi sono
mantenuti nella configurazione di prova
per un periodo di almeno 48 ore, per
consentire la generazione delle tensioni
di ritiro e la diffusione dell’H.
In seguito la saldatura viene sottoposta
ad un ciclo termico di caratteristiche prestabilite, per favorire l’ossidazione di
eventuali rotture e raffreddata sino a
temperatura ambiente nelle successive
48 ore. L’eventuale cricca, che presenta
una colorazione caratteristica(6), è messa
in evidenza dalla prova frattografica
(Fig. 20).
(6)
IIW-1723-05 (ex-doc. IX-2166-05).
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350 Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2009
Prove di criccabilità a freddo
2.2.11 Prova SCCT (Sample for Cold
Crack Test)
Questa prova è stata messa a punto per
determinare sperimentalmente le condizioni critiche alle quali si presentano, in
un giunto saldato, fenomeni di criccabilità a freddo. Tale prova prevede la saldatura di giunti costantemente soggetti a
tensioni di ritiro in fase di raffreddamento, per effetto di deformazioni impedite (tipicamente appunto nel caso dei
giunti) (Fig. 21).
Figura 21 - Illustrazione schematica della prova SCCT per le diverse tipologie di giunto e
posizioni delle sezioni metallografiche. (3)
Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2009 351
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Scienza
e
Tecnica
Nuovi sviluppi della procedura API RP 581
“Risk Based Inspection”
Nell’ambito delle metodologie per
la verifica dell’integrità delle attrezzature a pressione di impianti di processo
(Ispezione di impianto), il riferimento
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delle ispezioni basate sull’analisi
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esperienze maturate dagli utilizzatori
industriali.
Uno dei nuovi orientamenti emersi
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Tecnico è costituito dall’identificazione
di una metodologia alternativa per il
calcolo della Probabilità di Rottura che,
insieme alla valutazione della Conseguenza della Rottura, costituisce il fondamento della definizione del Rischio.
La procedura, nella sua versione attualmente vigente, prevede la definizione
della Probabilità di Rottura (POF: Probability Of Failure) mediante il metodo
della “modifica” delle frequenze generiche di accadimento delle rotture, attraverso la semplice formulazione:
POF = GFF * DF * MF
dove:
GFF: è la frequenza generica, su base
annua, di accadimento dell’evento,
valore dedotto da indagini storiche,
banche dati e comunque definito dal
documento API.
MF: è il fattore di
valutazione del
L: Applied Stress Distribution
R: Strength Distribution
Sistema di Gestione
Material
della Sicurezza.
properties
Pressure
DF: è il fattore di
d a n n egg i a m e n t o
Geometry
tabellare determiThermal
nato in base alla
Corrosion
Cycles
severità misurata o
stimata dei meccaWind
nismi di danneggiaDefects
mento delle pareti
di contenimento del
re c i p i e n t e e a l l a
efficacia delle veriPOF per Failure Mode: Yield, Buckling, Fatigue, etc.
fiche ispettive condotte per quantifiFigura 1 - Densità di probabilità per carico
care tale severità.
e resistenza e rappresentazione della
La definizione dei
Probabilità di Rottura.
valori del fattore di
danneggiamento è stata generata, in
dove:
effetti, attraverso un processo di calibrazione mediante analisi probabiliG è la funzione di stato limite
stica alla quale ci si vuole ricondurre
R è la resistenza
con la recente proposta, di seguito illuL è il carico
strata.
Lo stato limite è identificato dalla relaIl nuovo orientamento, che il Comitato
zione
Tecnico intende sviluppare, è costituito
G = R-L = 0
da una metodologia totalmente probabiL’evento della rottura (failure) è definito
listica, mediante la definizione di una
quindi dalla dis3uguaglianza
funzione di Probabilità di Rottura tempo
dipendente, basata su modelli di affidaG < 0 ovvero L > R
bilità strutturale.
Tale modello è riferito ad una funzione
L’approccio probabilistico al problema
di stato limite generalmente identificata
della rottura consiste nel trattare tutti i
dai termini:
parametri di progetto come variabili, sia
G(R,L) = R –L
quelli che concorrono alla definizione
Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2009 353
Scienza e Tecnica
del carico che quelli che influenzano la
resistenza: ciò equivale a descrivere le
variabili del problema mediante distribuzioni statistiche, le quali, in definitiva,
determinano una distribuzione statistica
per le funzioni L e R. Come illustrato dall’esemplificazione della Figura 1, la Probabilità di Rottura è pertanto rappresentata dall’area di intersezione sottesa
dalle curve di densità di probabilità di
resistenza (R) e carico (L). La risoluzione
del problema in termini probabilistici difficilmente può essere ottenuta analiticamente, in considerazione delle numerose
variabili indipendenti in concorso. Tuttavia, medianti metodi deduttivi tipo
Monte Carlo, è possibile sempre ricondursi alla distribuzione della probabilità
congiunta di R e L, a partire dalla conoscenza delle distribuzioni delle variabili
e delle relazioni costituenti i termini
della funzione di stato limite (Fig. 2).
Numericamente la Probabilità di Rottura
è definita in base al volume sotteso dalla
superficie della densità di probabilità
congiunta nel dominio L-R < 0. Le
espressioni analitiche della funzione di
stato limite possono essere definite in
relazione alla modalità o fenomeno della
rottura e, ad esempio, alla geometria del
componente in pressione. Con riferimento ad un danneggiamento per corrosione generalizzata della parete di contenimento di un recipiente cilindrico:
dove:
n:
e:
R0:
coefficiente di incrudimento
base naturale logaritmica
raggio esterno della membratura
t:
spessore della membratura
decremento dello spessore per
dG:
corrosione uniforme
σuts:
resistenza meccanica a trazione
del materiale
Papplied: pressione di esercizio.
354 Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2009
Per la resistenza le
variabili statistiche indipendenti
sono quindi la geometria, la resiJoint
stenza del mateDensity
riale e la misura
del danneggiamento, la cui
incertezza è deterStrength
minata dal grado
di confidenza associato alla metodica
di misura dello
stesso (o “grado di
efficacia dell’ispezione” secondo l’attuale metodologia
RBI).
In presenza di un danneggiamento per
corrosione localizzato e generalizzato è
proposta la seguente relazione:
dove, oltre ai fattori già definiti:
decremento localizzato dello
dL:
spessore
s:
lunghezza associata alla corrosione localizzata
RSF(dL,s): coefficiente di resistenza
residua del componente
(Remaining Strength Factor).
Tale coefficiente, definibile come rapporto tra la resistenza del componente
danneggiato e quella del componente
non danneggiato, può essere quantificato mediante sole variabili geometriche
attraverso, ad esempio, le relazioni
enunciate dal documento API RP 571
“Fitness for Service”, che costituisce in
effetti il riferimento per lo sviluppo della
nuova metodologia di calcolo della probabilità in seno alla procedura di Risk
Based Inspection.
g=0
Volume under
surface where g<0 is
probability of failure
Stress
Figura 2 - Probabilità congiunta di
resistenza (R: Strength) e carico (L: Stress).
Altre relazioni possono essere definite
per gli ulteriori modi di rottura (fatica,
scorrimento viscoso, formazione discontinuità bidimensionali per tenso-corrosione….), tuttavia il Comitato Tecnico
dell’API stima che la procedura completa potrà essere sottoposta al ballottaggio per approvazione non prima di
due anni, il che lascia intendere che per
disporre di strumenti di calcolo industrialmente operativi e sperimentati si
dovrà attendere non meno di 4 anni,
durante i quali non rimane che applicare
la metodologia tradizionale emessa nel
2000 e recentemente revisionata (Settembre 2008).
Dott. Ing. Stefano Pinca
Responsabile Area Affidabilità Impianti
Divisione Ingegneria IIS
CIO
N
NU
N
1° A
XXII Congresso C.T.A.
L’ACCIAIO PER UN FUTURO SOSTENIBILE
Padova , Sheraton Padova Hotel – 28-29-30 settembre 2009
l 2009 ci porta, con l’abituale cadenza biennale, il XXII Congresso del C.T.A.. Quest’anno sarà particoItecnica
larmente impegnativo per tutti dall’economia all’industria, dalla scuola all’università, dalla normativa
alla realizzazione.
Ognuno di noi, nel proprio ambito, si troverà davanti a situazioni non consuete che imporranno la messa
in atto di soluzioni innovative tali da poter con maggior sicurezza affrontare il futuro.
L’occasione che ci viene offerta dal nostro Congresso, deve essere uno stimolo per proporre tematiche
nuove che sappiano mettere in evidenza le positività dell’utilizzo dell’acciaio nell’ambito delle costruzioni.
Un invito quindi a voler presentare memorie, frutto di studi, ricerche, esperienze realizzative, tali da supportare le tesi sulle positive garanzie che le costruzioni in acciaio offrono in termini di sicurezza, di ecocompatibilità e anche di convenienza economica se correttamente valutate.
Arrivederci a settembre a Padova con l’augurio, non solo di essere numerosi, ma anche di saper ritrovare
quello spirito di cordiale e sincera amicizia che ha sempre caratterizzato gli incontri del C.T.A.
Giancarlo Coracina
> Temi di particolare interesse
- Ricerca teorica
- Ricerca sperimentale
- Normative
- Progettazione architettonica
e strutturale
- Sostenibilità
- Recupero e restauro
- Nuovi materiali
- Tecniche di lavorazione
e montaggio
- Resistenza al fuoco
- Qualità e durabilità
PROGRAMMA
MARTEDÌ 29 SETTEMBRE 2009
MERCOLEDÌ 30 SETTEMBRE 2009
LUNEDÌ 28 SETTEMBRE 2009
ore 09.00 Relazione ad invito:
Giornata seminariale:
Progettare e costruire con l’acciaio
ore 08.00 Registrazione partecipanti
ore 09.00 Apertura dei lavori, saluti di benvenuto
ore 09.15 Il quadro normativo per la progettazione strutturale
Acciaio e sostenibilità
ore 08.00 Registrazione partecipanti
Prof. Andrea Campioli
ore 09.00 Apertura lavori congressuali,
saluti di benvenuto
ore 09.30 Relazione ad invito:
Ricerca
Prof.ssa Elena Mele
ore 09.45 Relazioni dei promotori
ore 10.30 Coffee break
Prof. Attilio De Martino
ore 09.45 Relazioni dei partners
ore 10.15 Coffee break
ore 10.45 Progettare con le nuove norme
Prof. Raffaele Landolfo
ore 11.45 Esempio applicativo
Prof. Claudio Bernuzzi
ore 12.30 Colazione di lavoro
ore 14.00 Esempio applicativo
Prof. Claudio Bernuzzi
ore 14.45 Relazione dei partners
ore 15.15 L’acciaio negli impianti sportivi: gli stadi di
ore 11.00 Sessioni parallele
ore 10.15 Coffee break
ore 13.00 Colazione di lavoro
ore 10.45 Sessioni parallele
ore 14.30 Sessioni parallele
ore 13.00 Colazione di lavoro
ore 16.30 Coffee break
ore 14.30 Sessioni parallele
ore 17.00 Assemblea C.T.A.
ore 16.30 Coffee break
ore 18.00 Relazioni dei Presidenti
di Sessione
ore 17.00 Sessioni parallele
ore 18.00 Relazioni dei Presidenti
ore 18.45 Fine lavori
di Sessione
ore 18.45 Fine lavori
ore 20.30 Cena sociale
Bari, Accra, Siena
e consegna premi ACAI
SITO UFFICIALE
Ing. Maurizio Milan
ore 15.45 Costruire con l’acciaio: EN 1090
Ing. Alberto Miazzon
ore 16.30 Realizzazioni in acciaio a Doha: Dalla Torre più alta
Tutte le informazioni riguardanti il programma del XXII Congresso C.T.A. e la partecipazione al Congresso sono disponibili sul sito web all’indirizzo: http://cta.ing.unibs.it
Nel sito web dedicato al Congresso sono altresì riprodotti i logo delle aziende sponsor.
Ing. Gianluca Vallerini
ore 17.00 Tavola rotonda, dibattito e conclusioni
ore 18.00 Fine lavori
Note importanti
> Iscrizioni per memorie, poster e/o semplice partecipazione
Tutti coloro che intendono partecipare al congresso con o senza la presentazione di
memorie e/o poster, sono invitati a far pervenire alla Segreteria Amministrativa del
C.T.A. la scheda di pre-iscrizione entro e non oltre il termine prorogato del 31 maggio 2009 - (l’indirizzo e-mail ci aiuterà a tenervi informati delle eventuali variazioni
e/o novità intervenute, con il perfezionamento dei dettagli del programma definitivo).
I presentatori di memorie e/o poster, entro la medesima data, devono far pervenire,
alla Segreteria Scientifica, un breve sommario del lavoro. Ciò consentirà al
Comitato Scientifico, una migliore e tempestiva programmazione degli interventi
>
del Qatar all’Hangar più grande del mondo
raggruppandoli nelle diverse sessioni. All’atto dell’accettazione del sommario
saranno trasmesse all’autore le indicazioni editoriali necessarie alla stesura del testo
finale.
Invio dei lavori
Memorie. Il testo finale della memoria deve tassativamente pervenire alla
Segreteria Scientifica entro e non oltre il 30 giugno 2009, per poter predisporre la
stampa degli atti in tempo utile per la consegna in sede congressuale. Unitamente
dovrà trasmettersi, separatamente, un esplicito benestare per la pubblicazione del
lavoro sulla Rivista “Costruzioni Metalliche”, nel caso in cui la memoria venga successivamente selezionata dal Comitato Scientifico.
Comitato organizzatore
Attilio De Martino, Presidente
Pierantonio Barizza
Claudio Bernuzzi
Giancarlo Coracina
Piero Gelfi
Carlo Pellegrino
Segreteria Scientifica C.T.A.
Claudio Bernuzzi: tel 02 23994246 - [email protected]
Marco Perazzi: tel 02 29513413 - [email protected]
Segreteria Scientifica in sede congressuale
Carlo Pellegrino: tel 049 8275618 - [email protected]
Segreteria Amministrativa C.T.A.
sig.ra Gianna Borla: tel/fax 02 784711 - [email protected]
IIS News
Comitato Direttivo
Il Comitato Direttivo dell’Istituto, congiuntamente al Collegio dei Revisori dei
Conti, si è riunito a Genova presso la
sede dell’IIS il giorno 26 Marzo 2009; la
riunione è stata presieduta dal Presidente
dell’Istituto Dott. Ing. Ferruccio Bressani.
Il Segretario Generale, Dott. Ing. Mauro
Scasso, ha inizialmente illustrato la
bozza di bilancio al 31/12/2008 soffermandosi, in particolare, sull’analisi dei
dati e dei parametri che hanno determinato il risultato di esercizio.
Il Collegio dei Revisori dei Conti ha
quindi fornito un approfondimento su
alcune voci del bilancio, con specifico
riguardo alle procedure di ammortamento dei beni materiali ed alla valorizzazione dei contributi derivanti dalla
partecipazione dell’Istituto a progetti
europei.
Il Collegio ha inoltre evidenziato le
opportunità, fornite dall’art. 15 commi
da 16 a 23 del D.L. 29/11/2008 n. 185,
laddove viene consentito di dar corso ad
un processo di rivalutazione dei beni
immobili di impresa, possibilità riservata anche all’Istituto, ed ha fornito sintetiche informazioni circa le modalità,
condizioni e termini dettati dalla normativa richiamata.
Il Comitato, al termine di alcuni interventi, all’unanimità ha ritenuto necessario ed opportuno rivalutare gli immobili
di proprietà dell’Istituto ed in tal senso
ha deliberato.
Considerata comunque la complessità
della materia e verificata la necessità di
effettuare maggiori approfondimenti, il
Comitato ha conferito mandato al Presi-
dente, con la collaborazione del Segretario Generale, della Direzione Amministrativa e la vigilanza del Collegio, affinché lo stesso possa integrare il bilancio,
già approvato nella forma presentata, e
quindi sottoporre l’esito delle rilevanti
indagini, considerazioni e valutazioni
direttamente al Consiglio Generale e
all’Assemblea dei Soci per quanto di
competenza.
Il Segretario Generale ha quindi proceduto all’esame del bilancio preventivo
riferito all’anno 2009, riferendo sui
punti di forza ormai consolidati e sulle
criticità rilevate richiamando l’attenzione dei membri del Comitato su alcuni
punti tra i quali: la conferma dei trend di
crescita e di redditività riferiti alle varie
Divisioni IIS; la valutazione in termini di
migliore definizione della politica di
prezzi volti a contrastare l’azione di
potenziali competitori; la necessità di
interventi ad implementazione del
sistema di controllo di gestione e la possibilità di rafforzare la propria dotazione
strumentale.
Con particolare riguardo a quest’ultimo
punto, il Segretario Generale ha richiamato il modello di “governance”, già
oggetto di approvazione da parte del
Comitato, ed ha proposto un piano di
investimenti in beni strumentali tra cui
l’acquisizione, per la Divisione Ricerca,
di un laser allo stato solido con trasporto
in fibra. Il Comitato Direttivo ha approvato ed ha dato mandato al Presidente di
gestire l’eventuale acquisto. Al termine
sono state fornite informazioni sulla
consistenza del personale in forza al
31/12/2008.
L’Ing. Scasso ha informato sull’attività
relativa alla gestione del rinnovo della
parte economica del Contratto dei Lavoratori Dipendenti, non Dirigenti, dell’Istituto, presentando le richieste comunicate dalle OO.SS. Il prossimo incontro
con le rappresentanze sindacali è previsto a breve.
Il Comitato Direttivo ha preso atto.
L’Ing. Scasso ha illustrato infine una
nuova revisione del documento “Struttura Organizzativa e Responsabilità”,
che fa proprio l’orientamento dell’Istituto di gemmarsi in tre entità distinte in
un contesto di “governance” di tipo
industriale, nonché di due documenti
afferenti alla costituzione del “Gruppo di
Progettazione del Sistema Integrato” e
del “Team di Internal Auditing”. Il
Comitato Direttivo ha approvato.
Sono state quindi brevemente illustrate
le relazioni elaborate, a seguito delle
richieste del Collegio dei Revisori dei
Conti, circa l’applicazione delle disposizioni di legge inerenti alla Responsabilità degli Amministratori, la Sicurezza
sui Luoghi di Lavoro, il Rispetto della
Privacy, la Protezione Ambientale. Con
riferimento alla programmata implementazione del Modello di Organizzazione, Gestione e Controllo ai sensi del
D.Lgs. 231/2001, l’Ing. Bressani viene
proposto per la Presidenza dell’Organismo di Vigilanza. Il Comitato Direttivo,
al termine delle relazioni e dopo alcuni
commenti chiarificatori circa le responsabilità del Presidente dell’Organismo di
Vigilanza, approva la nomina dell’Ing.
Bressani. L’Ing. Scasso ha quindi presentato ai Membri del Comitato il Documento Programmatico sulla Sicurezza
(DPS) aggiornato a Marzo 2009. Dopo
breve discussione, il Comitato Direttivo
approva.
Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2009 357
IIS News
Da ultimo è stato presentato il diagramma temporale, relativo all’implementazione del Sistema Informatico
Integrato, che prevede l’inizio delle attività a sistema per il mese di Luglio. Il
Comitato Direttivo ha preso atto.
Il Segretario Generale ha poi illustrato la
proposta di partecipazione alla costituzione di una società a responsabilità
limitata, denominata TECNOLAB
RINA IIS srl, unitamente a RINA spa e
C.N.D. SERVICE srl, le cui attività sono
indirizzate all’esecuzione di prove tecnologiche, analisi chimiche, controlli
distruttivi e non, qualifiche di procedimenti di saldatura, analisi delle strutture
morfologiche, prove sperimentali, consulenza tecnica- organizzativa su processi e prodotti, formazione di personale
specializzato e tecnico nel campo di
materiali ferrosi, non ferrosi, plastici,
compositi ed in conglomerato cementizio, prove ai fini della certificazione CE
sui materiali in genere.
La proposta è stata approvata dal Comitato che conferisce mandato al Presidente Ing. Ferruccio Bressani a rappresentare con pieni poteri di firma
l’Istituto, con facoltà di conferire
procura speciale al Segretario Generale,
Ing. Mauro Scasso, qualora impossibilitato a dar corso al mandato ricevuto.
Il Segretario Generale è passato ad illustrare l’iniziativa condotta dal Consorzio
denominato CALEF - Consorzio per la
Ricerca e lo Sviluppo delle applicazioni
industriali del laser e del fascio elettronico e dell’ingegneria di processo, materiali, metodi e tecnologie di produzione a
cui partecipano i seguenti consorziati:
Enea, Politecnico di Bari, Università
della Calabria, Rodriquez Cantieri Navali
Spa, Enel Spa, Mer Mec Spa, Centro
Ricerche Fiat Scpa, Istituto Rtm Spa,
Indesit Company Spa, Alenia Aeronautica Spa, Elasis Scpa, Area Scienze Park.
La finalità del Consorzio è quella di studiare nel Mezzogiorno d’Italia la ricerca,
lo sviluppo e l’applicazione delle tecniche di trattamento dei materiali quali
fascio elettronico e laser, dell’ingegneria
dei processi produttivi per l’applicazione
di metodologie innovative, dei nuovi
materiali, delle nuove tecnologie e
sistemi di produzione in settori dell’industria manifatturiera e dei trasporti.
Il Comitato, riscontrato l’interesse a che
l’Istituto possa far parte del Consorzio e
assicuratosi che esistono tutte le condizioni atte a favorire l’ingresso dell’Isti-
358 Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2009
tuto alla compagine consortile, all’unanimità ha deliberato la partecipazione
dell’Istituto al Consorzio CALEF.
Scasso ha informato i Membri del Comitato che, relativamente alle possibilità di
ampliamento delle disponibilità immobiliari dell’Istituto, di cui si era discusso
nella precedente riunione, si sono concluse positivamente le trattative con
CEISIS S.p.A. per il rilascio anticipato
(entro il mese di Giugno 2009) della
Palazzina attigua allo stabile principale,
di proprietà dell’ Istituto. Il Comitato
Direttivo ha preso atto.
Il Prof. Valente, Champion per la Sicurezza, ha illustrato brevemente il contesto generale, per quanto concerne l’argomento di competenza, precisando alcuni
aspetti da considerare nel prossimo
futuro da parte dell’Istituto, riguardanti,
soprattutto, la situazione contrattualistica relativa ai cantieri. Il Comitato
Direttivo prende atto e resta in attesa di
ulteriori sviluppi.
Il Comitato ha quindi esaminato la situazione delle associazioni all’Istituto dal
21 Novembre 2008 al 26 Marzo 2009
decidendo di accogliere 3 nuove richieste di associazione (1 a Socio collettivo e
2 a Socio individuale) e le dimissioni di
5 Soci individuali.
È stato infine presentato il Calendario
delle Manifestazioni Tecniche programmate dall’Istituto nel primo semestre del
2009. Fra queste emerge, per significato
tecnico - istituzionale, la quinta edizione
delle Giornate Nazionali di Saldatura,
che si terrà a Venezia nel Maggio 2009,
congiuntamente alla settima edizione di
Eurojoin (la manifestazione dell’European Welding Federation).
Nel corso del 2009 sono previste,
inoltre, la pubblicazione del nuovo
volume “Controllo radiografico dei
giunti saldati” e la stampa di cinque
nuovi “Technical Report”. Il Comitato
Direttivo ha preso atto.
Consiglio Generale
Il Consiglio Generale dell’Istituto, congiuntamente al Collegio dei Revisori dei
Conti, si è riunito a Genova presso la sede
dell’IIS il 4 Maggio 2009; la riunione è
stata presieduta dal Presidente dell’Istituto Dott. Ing. Ferruccio Bressani.
Il Segretario Generale, Dott. Ing. Mauro
Scasso, ha presentato la Relazione della
Presidenza ed il Bilancio dell’esercizio
2008, illustrando lo Stato Patrimoniale,
il Conto Economico e la Nota Integrativa, commentando le principali attività
svolte dai vari settori dell’Istituto. Il
Dott. Alessandro Pinto, Presidente del
Collegio dei Revisori dei Conti, ha concluso presentando e commentando la
Relazione del Collegio dei Revisori dei
Conti sul Bilancio al 31 Dicembre 2008.
L’Ing. Scasso ha quindi presentato e
commentato il Preventivo per il 2009.
Il Consiglio Generale, all’unanimità, ha
approvato la Relazione della Presidenza,
il Bilancio 2008 ed il Preventivo 2009
per la presentazione all’Assemblea dei
Soci.
Infine, l’Ing. Scasso ha relazionato brevemente sulle ultime fasi organizzative
della 5ª edizione delle Giornate Nazionali di Saldatura (GNS5), organizzate
dall’Istituto insieme con Eurojoin 7, la
manifestazione dell’European Welding
Federation (EWF), che si terrà a Venezia
il 21 e 22 Maggio 2009. Il Consiglio
prende atto con soddisfazione.
Assemblea Generale
Pubblichiamo qui di seguito un estratto
del verbale dell’Assemblea Generale dei
Soci che ha esaminato la Relazione
sull’attività svolta dall’Istituto nel 2008,
il Bilancio dell’esercizio 2008 e la relativa Relazione del Collegio dei Revisori
dei Conti.
* * *
Il giorno 4 Maggio 2009 alle ore 12.00,
presso la Sede dell’Istituto, si è riunita, a
seguito di regolare invito, in seconda
convocazione, l’Assemblea ordinaria dei
Soci.
Presiede il Dott. Ing. Ferruccio Bressani,
Presidente dell’Istituto, che chiama a
verbalizzare, in qualità di Segretario
della riunione, il Dott. Ing. Mauro
Scasso.
Alle ore 12.00 il Presidente dà inizio ai
lavori con il seguente Ordine del Giorno:
1. Presentazione, per approvazione, del
Bilancio dell’esercizio 2008, della
Relazione della Presidenza sulla
Gestione 2008, nonché della Relazione del Collegio dei Revisori dei
Conti.
2. Presentazione, per approvazione, del
Preventivo 2009.
3. Elezione del Presidente.
4. Aggiornamento del compenso degli
Organi istituzionali.
IIS News
Sul primo punto all’Ordine del Giorno il
Presidente dà la parola al Segretario
Generale dell’Istituto, Ing. Scasso, il
quale legge la Relazione della Presidenza
sulla Gestione 2008 ed espone il Bilancio
dell’Esercizio corredato dalla Nota Integrativa e dal Rendiconto Finanziario.
* * *
La Relazione suddetta ed il Bilancio
2008 sono pubblicati a pagina 265 del
presente numero della Rivista.
* * *
Successivamente l’Ing. Bressani dà la
parola al Presidente del Collegio dei
Revisori dei Conti, Dott. Alessandro
Pinto, che legge la Relazione del Collegio al Bilancio 2008.
* * *
La Relazione suddetta è pubblicata a
pagina 279 del presente numero della
Rivista.
Al termine il Presidente ringrazia
l’Ing. Scasso e il Dott. Pinto per le
dettagliate esposizioni e propone
all’Assemblea l’approvazione del Bilancio 2008 già approvato dal Consiglio
Generale.
L’Assemblea all’unanimità approva il
Bilancio 2008 e la Relazione della Presidenza con la proposta di destinazione
dell’utile in essa contenuta.
Il Presidente passa quindi al punto 2
dell’O.d.G., dando nuovamente la parola
all’Ing. Scasso il quale presenta il Preventivo per l’anno 2009 già approvato
dal Consiglio Generale.
Al termine il Presidente chiede all’Assemblea l’approvazione del Preventivo
per l’anno 2009.
L’Assemblea all’unanimità approva.
Passando al punto 3 dell’O.d.G. il Presidente dà la parola a Iaria che, a fronte
della scadenza dei termini della Presidenza, propone la candidatura di Bressani a Presidente dell’Istituto, anche per
il prossimo triennio.
L’Assemblea approva per acclamazione.
Il Presidente passa al punto 4
dell’O.d.G., dando la parola all’ Ing.
Scasso che propone un adeguamento del
compenso degli Organi Istituzionali.
L’Assemblea all’unanimità approva.
Non essendovi altri argomenti all’Ordine del Giorno, il Presidente ringrazia i
Soci partecipanti e chiude la riunione
alle ore 13.30.
Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2009 359
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International Institute of
European
Welding Federation
Notizie
The 62nd Annual Assembly
and International Conference
of the International Institute of Welding (IIW)
Scientific and technical program
MEETINGS OF THE TECHNICAL COMMISSIONS (13 July 2009, Monday - 15 July 2009,Wednesday)
GROUP A (08:30 to 12:30)
Commission II Arc Welding and Filler Metals Commission IV Power Beam Processes Commission X Structural Performance of Welded Joints - Fracture Avoidance Commission XI Pressure Vessel, Boilers and Pipelines Commission XIII Fatigue of
Welded Components and Structures Commission XIV Education and Training Commission XVI Polymer Joining and Adhesive Technology Commission XVII Brazing, Soldering, and Diffusion Bonding
GROUP B (14:00 to 18:00)
Commission IThermal Cutting and Allied Processes Commission III Resistance Welding, Solid State Welding and Allied Joining
Processes Commission V NDT and Quality Assurance of Welded Products Commission VI Terminology Commission VIII
Health, Safety and Environment Commission IX Behaviour of Metals Subjected to Welding Commission XII Arc Welding
Processes and Production Systems Commission XV Design, Analysis and Fabrication of Welded
MEETINGS OF OTHER COMMITTEES AND DELEGATIONS
The details of time and location of other meetings will be announced in the Final Programme, which will be included in the Registration Package on-site. Other information will be made available on the Announcement Board.
IAB AND OTHER BOARD MEETINGS
IAB Group A Meeting
IAB Group B Meeting
IAB Board Meetings
Working Units Chairmen & TMB Meeting
TMB Meeting
Working Group Regional Activities
Working Group Com & Mark
Working Group Standardization
- 13 July 2009, Monday
- 14 July 2009,Tuesday
- 14 July 2009,Tuesday
- 15 July 2009,Wednesday
- 16 July 2009,Thursday
- 17 July 2009, Friday
- 15 July 2009,Wednesday
- 15 July 2009,Wednesday
- 16 July 2009,Thursday
[08:30 - 18:00 hrs]
[08:30 - 18:00 hrs]
[17:30 - 20:00 hrs]
[08:30 - 12:30 hrs]
[16:00 - 18:00 hrs]
[09:00 - 11:00 hrs]
[12:30 - 14:00 hrs]
[12:30 - 14:00 hrs]
[09:30 - 12:30 hrs]
Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2009 361
IIW-EWF Notizie
NEWSLETTER
News & Information about the EWF and the IAB/IIW
EWF/IAB
NEWSLETTER
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In the past month of February the Call for Proposals reLifelong
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Program closed. Several EWF
Members contributed to the
submission of new proposals.
More information page 4
www.ewf.be
www.ewf.be
www.iiw-iis.org
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EWF-IAB/IIW SECRET
SECRETARIAT
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TagusPark
- Apartado 012
P-2741-901 Porto Salvo
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el:(+351) 21421
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Tel:(+351)
214211351
Fax:(+351) 214228122
Email: [email protected]
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362 Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2009
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EWF
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www.ewf.be
www.ewf.be
IIW-EWF Notizie
Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2009 363
IIW-EWF Notizie
364 Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2009
IIW-EWF Notizie
Projects
(&21:(/'5HVXOWV
5$,/6$)(
7KHDLPRIWKLVSURMHFWLVWREXLOGRQWKHVXFFHVVRIWKH¿UVW5$,/SAFE project which may be found at www.ewf.be/railsafe
:KHUHDV WKH ¿UVW SURMHFW FRYHUHG WKH MRLQLQJ RI UDLOV E\ WKH DOXPLnothermic welding process, this second phase will cover the use
of arc welding for joining, repairing and refurbishing rails. Arc welding requires completely different skills, but the competence requirements are just as critical to the reliability of rail tracks, thus a similar
approach will be adopted.
$VZDVWKHFDVHIRUWKH¿UVWSURMHFWWKHPDLQRXWFRPHVRIWKLVZRUN
DUHD(XURSHDQKDUPRQLVHGDSSURDFKWRWUDLQLQJDQGTXDOL¿FDWLRQ
which brings the advantage of mobility and employability of welders
throughout Europe, a recognisable competence benchmark through
FHUWL¿FDWLRQVWUXFWXUHGOLIHORQJOHDUQLQJXQGHUSLQQLQJIRUDQHPHUJLQJ
European Standard and a support mechanism for the interoperability
between national railway systems and to railway safety. This time,
KRZHYHUWKHV\VWHPRIFHUWL¿FDWLRQZLOODOVREHFRQ¿JXUHGVRWKDWLV
complies with the national VET systems in Europe thereby facilitaiting transferability throughout Europe and, in some cases, access to
public funding.
The ECONWELD Project, a FP6 funded Collective Research ProjHFWKDVQRZ¿QLVKHGXQGHU(:)&RRUGLQDWLRQDIWHU\HDUVDQG
six months.
The project results are very promising for the welding sector and
include:
‡$QDXWRPDWHGÀH[LEOHZHOGLQJDUP
‡$Q LQQRYDWLYH ZHOGLQJ WRUFK FDSDEOH RI FDSWXULQJ IXPHV DW WKH
source;
‡$QHZYHQWLODWLRQV\VWHPIRUZHOGLQJKHOPHWV
‡6RIWZDUHSDFNDJHV
‡ ViWeld - A virtual welding tool for assessing fumes
emissions and ergonomics;
‡&267&203 - A cost calculating tool
For more information, please check the enclosed info-sheet on the
ECONWELD Project.
:RUN6KRSV:HOGVSUHDG
)LYHRIWKHSDUWQHUVZHUHDOVRSDUWQHUVLQWKH¿UVW5$,/6$)(SURMHFW
the international research and technology organisation in the UK 7:,WKHFRRUGLQDWRURIWKH¿UVW5$,/6$)(SURMHFW,U-%YDQGHQ
Brug Raadgevend Ingenieur, the Netherlands railway contractor and
employer of welders - VolkerRail, the Swedish Welding Commission
(SWC) and the European Welding Federation (EWF). A new partner
is the National R&D Institute for Welding and Material Testing in Timisoara, Romania.
On 27th of March in Athens and on 6th of April in Prague, Pilot Sessions will be held in the scope of the Weldspread Project. Following
the objectives of the project, these sessions are aiming at promotLQJWKH(:)4XDOL¿FDWLRQDQG&DUWL¿FDWLRQ6\VWHPWRDZLGHUDXGLHQFHSRLQWLQJRXWWKHEHQH¿WVRILWVLPSOHPHQWDWLRQ
The project began in October 2008 and will run for two years.
For more information please consult www.ewf.be/railsafe2.
1HZFDOOIRU/LIH/RQJ/HDUQLQJ3URMHFWV
:(/',&7,213/86
In November 2008 started a new Leonardo da Vinci Project entitled
WELDICTION+, coordinated by the Slovakian EWF member, VUZ
9êVNXPQê ÒVWDY =YiUDþVNê ± 3ULHP\VHOQê ,QãWLW~W 65$OVR (:)
CESOL from Spain, Czech Welding Society ANB from Czech Republic and ISQ from Portugal are participating in the project consortium.
By the end of the project, in September 2010, a new training/working
tool in CD-Rom format will be ready for use – the WELDICTION+,
a multimedia welding dictionary available in English, Slovakian,
Czech, Spanish and Portuguese.
For more information please consult:
www.weldspread.org or www.ewf.be.
In the past month of February the Call for Proposals regarding the Lifelong Learning Program
closed. Several EWF Members – ASR from Romania, VUZ from Slovakia, IZV from Slovenia,
MHtE from Hungary, IS from Poland, IIS from Italy, ISQ from Portugal, SLV-Duisburg from Germany, SVETS from Sweden, BWS from
Bulgaria, and CESOL from Spain – contributed to the submission
of new proposals for which evaluations results are expected to be
published in June.
:RUN6KRSV(XUR'DWD
Two workshops within the framework of EuroData project are scheduled to be held on:
16-17 April 2009: Ljubljana, Slovenia
0D\Venice, Italy
The goal of these sessions is to present the
features of EWF-IAB Exam Database.
More information can be found at: www.eurodataexam.com
Tech Times Issue 00 Month Year
Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2009 365
IIW-EWF Notizie
on the Air…
7KH(&21:(/'3URMHFWZLWQHVVHGWKHGHYHORSPHQWRIVHYHUDOLQQRYDWLYHZHOGLQJ
WRROV DV ZHOO DV WZR LPSRUWDQW ZHOGLQJ VRIWZDUHV WKDW JUHDWO\ LPSURYHG WKH KHDOWK
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7KH QHZ ZHOGLQJ WRUFK IHDWXUHV WKH DELOLW\ WR HI¿FLHQWO\
capture welding fumes at the source, through a set of
openings on its lateral surface. Additionally, the shielding
JDVPL[WXUHLVSURYLGHGWKURXJKDQRUL¿FHDWWKHWLSRIWKH
torch.
Extensible hydraulic arm
New Welding Torch being used at the IIS facilities
The torch has undergone extensive testing in the scope
of the project and it is safe to state that, by itself, the torch
captures around 80% of the fumes generated in the welding process
different kinds of air-tools (chisels, guns and grinders), an
electric plug and a spot light.
The use of these tools, separately and used in conjunction,
greatly improves upon the current welding conditions in the
vast majority of welding shops.
A new welding helmet with a new ventilation system was
developed, looking to prevent welding fumes coming into
contact with the welder’s breathing zone. The system consists of the addition of two lateral air diffusers to the helmet
structure. These allow for the formation of an air blade
capable of protecting the welder from fume penetration.
An application for patent registration has been handed in.
The development of an extensible hydraulic arm was
based on the need to reduce unnecessary efforts and
stress to the welder. The arm is capable of extending 1619m at 320º and also capable of translation and rotation
movements fully controlled by radio remote.
7KHDUPFDQEH¿WWHGZLWKVHYHUDODGGLWLRQDOXWLOLWLHVOLNH
FLUENT rendering of welding fumes diffusion with the new helmet
ventilation system
7KH(&21:(/'3URMHFWLVFR¿QDQFHGE\WKH(XURSHDQ&RPPLVVLRQXQGHUWKH6L[WK)UDPHZRUN3URJUDPPHRIWKH(XURSHDQ8QLRQ
Additional information can be found in www.ewf.be/econweld Contacts:
Project Coordinator - Prof. Luisa QuiQWLQR(PDLOPOTXLQWLQR#LVTSW3URMHFW2I¿FHU-RVH¿QD/LQGEORP(PDLOMRVH¿QDOLQGEORP#HFHXURSDHX
366 Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2009
IIW-EWF Notizie
9,:(/'6RIWZDUH'HYHORSPHQW
After careful programming and testing, a fully workable version is available, according to the project’s
VSHFL¿FDWLRQV
This software focuses on two distinct aspects:
1. Fume Production;
2. Ergonomics Issues;
With regards to Fume Production, the software allows the user to assess the amount of fumes that can be
expected to be emitted for a particular weld, taking into consideration different welding parameters such as
ZHOGLQJVSHHGFXUUHQWLQWHQVLW\ZLUHGLDPHWHUDQGW\SHRIFXUUHQWIRUGLIIHUHQWEDVHPDWHULDOV¿OOHUPDWHULals and types of torch.
With regards to the Ergonomics aspect, the software allows the user to have general indications about advisable rates of working/rest time for the welder, in different working situations.
Additionally, both the Ergonomics and the Fume Production components can be shown together, so that the
user has a complete analysis for the welding procedures in question.
&RVW&RPS6RIWZDUH'HYHORSPHQW
The CostComp software allows an effective cost control of
the welding processes, making welding cost management
easier.
7KHSURJUDPLVGHVLJQHGIRUDZLGHUDQJHRIXVHUVVSHFL¿cally, designers, constructors, managers, directors, teachers, welding coordinators, welding instructors.
The main features of the software include:
‡'LVSOD\VWZRGLIIHUHQWZHOGLQJVLWXDWLRQVDOORZLQJIRUDFOHDUFRPSDULVRQ
‡7KHSRVVLELOLW\RIFDOFXODWLQJQLQHW\SHVRIFRPPRQO\XVHGMRLQWFRQ¿JXUDWLRQV
‡&KDQJHVWRWKHUHVXOWVDUHVKRZQLQUHDOWLPH
‡'LIIHUHQWYDULDEOHVLQFOXGHVSHFL¿FZHOGLQJSRVLWLRQVLQWHQVLW\RIZHOGLQJFXUUHQWVHOHFWLRQRIZHOGLQJMRLQWV
‡7KHGHIDXOWGDWDFDQEHFKDQJHGE\WKHXVHULIQHFHVVDU\
Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2009 367
www.sea-tec.it
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8 Rassegna Internazionale
Tecnologie, Subfornitura e Design per Imbarcazioni, Yacht e Navi
MILLENNIUM
YACHT
DESIGN
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QUALITEC
DESIGN AWARD
components
production & furniture
QUALITEC
TECHNOLOGY AWARD
YACHT
ENGINEERING
FORUM
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10/12 Febbraio 2010 Carrara
Targa
Rodolfo Bonetto
ORGANIZZATO DA:
Business on the Move
SPONSOR UNICO BANCARIO:
CON IL PATROCINIO DI:
CERTIFICATO DA:
GRUPPO BANCA CARIGE
REGIONE
TOSCANA
Ministero
dello Sviluppo Economico
ISTITUTO NAZIONALE PER
IL COMMERCIO ESTERO
PR O M OZ I ON E
PROVINCIA
DI MASSA CARRARA
UK
TRADE &
INVESTMENT
ASSOCIAZIONE
PROGETTISTI
NAUTICA DIPORTO
Confartigianato
ASSONAUTICA
ITALIANA
PRODUZIONE
NAUTICA TOSCANA
CONFAPI TOSCANA
nautica toscana
UNIMOT
Cassa
di Risparmio
di Carrara S.p.A.
ISTITUTO DI CERTIFICAZIONE
DATI STATISTICI FIERISTICI
LeggiDecreti
e
Studi tecnici professionali e “datorialità”
Ricorre frequentemente richiesta di
chiarimento se i liberi professionisti,
titolari di studio individualmente esercitato, possano considerarsi (e quindi
ricadere fra i) soggetti tenuti all’applicazione della normativa di sicurezza e
igiene nei luoghi di lavoro, in oggi il
D.Lgs. 81/2008.
Il dubbio ha ovviamente un senso ove si
ipotizzi un rapporto intersoggettivo con
altra o altre persone coinvolte nell’attività: perché è intuitivo che l’esercizio
professionale svolto unipersonalmente
esula dal campo delle norme sulla sicurezza rivolte alle organizzazioni, ancorché minimali.
Posto adunque che un professionista
abbia ad avvalersi nell’ambito della
propria organizzazione di altro soggetto,
sia quest’ultimo parimenti esercente la
professione, sia un praticante professionale, sia comunque un collaboratore
interno, la risposta è decisamente affermativa.
L’attività professionale, svolta in modo
organizzato e comunque coinvolgente
nel proprio seno un soggetto diverso dal
titolare, dà vita ad una sia pur minimale
organizzazione: a questa si applicano le
regole che seguono.
La struttura funzionale è ispirata dalla
datorialità, vale a dire dalla preminenza
gerarchica e funzionale (esercizio di
decisione e di spesa) nei confronti di collaboratori a qualunque titolo operino
all’interno, si avvalgano dei mezzi e
delle attrezzature dello studio, si rapportino in regime di subalternità nelle
scelte.
L’articolo 2, lett. a) del Decreto in esame
definisce lavoratore ogni persona che,
indipendentemente dalla tipologia contrattuale, svolga attività lavorativa
nell’ambito dell’organizzazione altrui,
con o senza retribuzione, ed anche al
solo fine di apprendere un mestiere,
un’arte o una professione. L’innovazione
rispetto alla precedente legislazione è
che la qualifica è svincolata dalla retribuzione ed invece funzionalmente collegata all’organizzazione di un datore di
lavoro sia privato sia pubblico. La stessa
novella legislativa estende la qualifica
anche ai c.d. lavoratori equiparati (soci
lavoratori di cooperativa, soci di società
anche di fatto, associati in partecipazione per il contratto di cui all’art. 2549
del Codice Civile, stagisti, ecc.) attraverso il processo di equiparazione che
fonde le due aree della dipendenza,
diretta e assimilata.
La riprova di siffatta ampiezza è data
dal successivo art. 3 che, al comma 7,
estende ai collaboratori coordinati e
continuativi, ai lavoratori a progetto, la
posizione di lavoratore, ove la prestazione si svolga nei luoghi di lavoro del
committente.
Tanto premesso, l’applicazione della
normativa del Decreto 81 è integralmente conseguenziale.
Il titolare, quale datore di lavoro, avrà
tutti gli oneri, gli obblighi e le responsabilità datoriali; dovrà avvalersi - salva
la facoltà di autonomina se in possesso
dei requisiti - del Responsabile del servizio di prevenzione e protezione, dovrà
provvedere per la gestione delle emergenze incendi ed evacuazione e per il
primo soccorso.
La norma cui potrà riferirsi il professionista in questione è l’art. 34 del Decreto
Legislativo; ove non abbia già acquisita
idoneità negli specifici corsi per la funzione di R.S.P.P., potrà frequentare un
corso dedicato (di ridotto numero di
ore) e conseguire l’abilitazione allo
svolgimento della funzione nella
propria organizzazione e potrà altresì
svolgere i compiti di primo soccorso e di
prevenzione incendi ed evacuazione, per
i quali non intende incaricare collaboratori.
Pertanto, poiché la strutturazione in
conformità al decreto costituisce il fondamento degli ulteriori adempimenti di
individuazione e di valutazione dei
rischi e di apprestamento delle relative
difese, cui sono tenute tutte le realtà
lavorative, ciascun titolare di studio,
anche in presenza di unico collaboratore, dovrà strutturarsi a mente dell’art.
34 e dell’Allegato II allo stesso decreto.
Gli Ordini ed i Collegi professionali e gli
altri soggetti a ciò accreditati coerentemente istituiscono percorsi formativi
Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2009 369
Leggi e Decreti
adeguati per le seguenti figure obbligatorie:
RSPP - Responsabile del Servizio di
Prevenzione e Protezione. Il titolare
dello studio può svolgere direttamente
tale funzione. Deve frequentare un apposito corso della durata di 16 ore (il
D.Lgs. 81/2008 ha previsto di ampliare
la durata del corso portandola da 16 a
48 ore in relazione ai rischi aziendali.
La modifica non è ancora attiva ma
potrebbe esserlo a breve termine).
RLS - Rappresentante dei Lavoratori
per la Sicurezza. Il D.Lgs. 81/2008
rende, di fatto, questa figura obbligatoria: se i lavoratori di una azienda non
procedono alla elezione o all’identificazione del loro RLS, alla stessa azienda
sarà assegnato un RLS territoriale, cioè
un RLS inviato dal CPT (Comitato Paritetico Territoriale). È intuitiva la necessità di disporre di un RLS interno
all’azienda!
370 Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2009
L’RLS una volta eletto o individuato
deve frequentare un corso di 32 ore.
La vigente legislazione in materia non
vieta al Titolare dell’azienda, se eletto
dai propri lavoratori, di assumere il
ruolo di RLS.
Questa facoltà è da ritenersi un’opportunità per le micro/piccole aziende
perché il turn-over dei lavoratori le
costringerebbe a riproporre il problema
dell’RLS e della sua formazione.
• I programmi di formazione dell’RSPP e dell’RLS sono fissati dal
D.M. 16 Gennaio 1997.
Squadra antincendio. Il Datore
di lavoro deve nominare gli addetti
alla squadra antincendio. Nelle
micro/piccole aziende la cosiddetta
“squadra” è composta da almeno un
lavoratore. L’addetto deve frequentare
un corso che per la tipologia di azienda
citata è di 4 ore, supponendo che il
rischio incendio sia basso; 8 ore se il
rischio di incendio è medio.
La vigente legislazione in materia non
vieta al Titolare dell’azienda di nominare sé stesso quale addetto alla
squadra antincendio.
• Il programma di formazione del
corso antincendio è fissato dal D.M.
10 Marzo 1998.
Squadra di primo soccorso. Il Datore di
lavoro deve nominare gli addetti alla
squadra di primo soccorso. Nelle
micro/piccole aziende la cosiddetta
“squadra” è composta da almeno un
lavoratore. L’addetto deve frequentare
un corso di 12 ore (8 di teoria e 4 di
esercitazioni pratiche).
La vigente legislazione in materia non
vieta al Titolare dell’azienda di nominare sé stesso quale addetto alla
squadra di primo soccorso.
• Il programma di formazione del
corso di primo soccorso è fissato dal
D.M. 388/2003.
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Dalle
Aziende
ESAB apre in Italia il nuovo Demo
Centre Europeo per l’automazione
della saldatura
27 Maggio 2009, inaugurazione del
nuovo Demo Centre Europeo ESAB per
l’automazione della saldatura, su
un’area di 800 mq ad Arluno, nei pressi
della sede e dello stabilimento ESAB di
Mesero - Milano.
ESAB interpreta la crisi che stiamo
vivendo come un’opportunità di crescita
e l’inaugurazione in Italia del nuovo
Demo Centre Europeo per l’automazione della saldatura contiene una
doppia valenza positiva. La prima considerazione riguarda la volontà e la capacità di ESAB di guardare in avanti e di
investire per il futuro, sviluppando tutte
quelle tecnologie che migliorano la produttività, l’efficienza e la qualità dei processi produttivi. Il secondo ma non
secondario aspetto riguarda la scelta di
collocare proprio in Italia il Demo
Centre Europeo, tenendo conto che
finora l’unico Demo Centre Europeo
ESAB per l’automazione della saldatura
era quello svedese.
Questa scelta significa che una società
globale come ESAB ritiene che l’Italia
sia al centro di un’area di sviluppo che
comprende non solo i mercati tradizionali centro-sud europei, ma anche e
soprattutto costituisca il polo di attrazione per i mercati in crescita nell’area
del Mediterraneo e del Medio Oriente.
La ESAB Saldatura SpA, filiale Italiana
del Gruppo ESAB con sede a Mesero, è
infatti responsabile per le vendite in
tutta l’area del Mediterraneo orientale,
inclusi i paesi della ex Yugoslavia,
Grecia, Turchia, Egitto, Libia.
Il nuovo Demo Centre ESAB si sviluppa
su un’area di 800 mq ed è attrezzato con
i più aggiornati impianti per l’automazione della saldatura, tra cui è di particolare attualità un impianto per la produzione di sezioni tronco-coniche di
torri eoliche che comprende sistemi di
posizionamento e allineamento delle
virole e manipolatori a colonna, anche
dotati di teste tandem-twin per le saldature longitudinali e circonferenziali.
Sono anche presenti svariate configurazioni di impianti realizzati con i sistemi
modulari ESAB A2 ed A6, dal piccolo
trattore portatile semovente per la meccanizzazione di semplici operazioni di
saldatura, fino agli impianti dedicati per
particolari applicazioni.
Un’area è inoltre dedicata alla dimostrazione dei vari procedimenti di saldatura MMA, TIG, MIG/MAG, attrezzata
con le più recenti macchine ESAB multiruolo, in grado di saldare una gamma
vastissima di materiali con il massimo
livello di qualità e produttività. Gli
utenti avranno così la possibilità di
testare e verificare direttamente l’operatività e l’efficienza dei procedimenti
messi a punto dal centro ricerche ESAB,
applicati alle svariate e sempre nuove
esigenze dell’industria manifatturiera.
Potranno inoltre sperimentare soluzioni
innovative e scegliere, in collaborazione
Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2009 373
Dalle Aziende
con i tecnici ESAB, quali procedimenti,
materiali d’apporto e sistemi produttivi
sono più adatti ad ogni particolare
applicazione.
La crescita di ESAB sin dalla sua
origine nel lontano 1904 si è sempre
basata su due direttrici di sviluppo: l’incessante ricerca di nuove soluzioni per il
miglioramento continuo della qualità e
della produttività dei procedimenti e
l’acquisizione di società specializzate in
settori complementari alla saldatura,
per offrire ai clienti soluzioni il più possibile integrate e complete.
In questa ottica, l’acquisizione negli
scorsi anni di industrie specializzate nel
campo dei sistemi di posizionamento e
movimentazione acquista una rilevanza
notevole nell’impegno ESAB per lo sviluppo del settore dell’automazione della
saldatura.
La gamma ESAB comprende posizionatori a rulli, posizionatori a tavola
rotante e attrezzature specifiche per caldareria, tubifici, costruzione di serbatoi
a pressione, torri eoliche, travi.
Tutte le apparecchiature sono state progettate e sviluppate per lavorare in
modo perfettamente coordinato con i
sistemi ESAB di controllo di processo
che gestiscono tutti i parametri di saldatura.
ESAB è così in grado di offrire sistemi
per l’automazione della saldatura perfettamente integrati, che garantiscono un
livello elevato di qualità e produttività,
tagliati su misura per le singole applicazioni ma capaci di evolversi e adattarsi a
nuove esigenze produttive, applicando le
innovazioni che la ricerca ed il knowhow ESAB mettono continuamente a
disposizione dei suoi clienti-partner.
ESAB Saldatura SpA
Via Mattei, 24 - 20010 Mesero (MI)
Tel. 02 979681 - Fax 02 97289300
e-mail: [email protected]
www.esab.it
Una tecnica di giunzione innovativa
per carrozzerie più leggere Hyundai Motors incrementa
l’idoneità di processo di saldatura e
brasatura
I costruttori di carrozzerie uniscono
sempre più spesso componenti di
metalli, spessori e qualità delle superfici
diversi. In questo modo realizzano
374 Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2009
gruppi di componenti multifunzione con
caratteristiche funzionali identiche o
migliori e un rapporto potenza-peso più
vantaggioso.
Uno dei punti centrali in termini di
ricerca e sviluppo risiede quindi nell’ideazione di processi di formatura e
giunzione adeguati. Hyundai ha modificato il processo CMT (Cold Metal Transfer) sviluppato da Fronius in base alle
sue specifiche esigenze. Questo processo
consente di eseguire saldature pressoché
prive di spruzzi e con un apporto di
calore notevolmente ridotto. Inoltre, si
contraddistingue per il riempimento
delle fessure di due - tre volte migliore e
l’arco voltaico controllato. I tecnici di
altri settori che prevedono la lavorazione di metalli, come quelli della
costruzione di macchine, impianti e container, l’industria edile e leggera, sfruttano tecnologie innovative.
Nella saldatura MAG (metallo-gas
attivo) tradizionale di lamiere sottili, il
punto da cui originano gli spruzzi è lo
stacco della goccia dall’elettrodo nel
bagno di fusione. Ciò impedisce di ottenere saldature prive di complicazioni e
idonee ai processi, poiché la necessità di
pulire frequentemente gli ugelli della
torcia per saldatura e i costosi lavori di
rifinitura manuale rallentano il flusso di
produzione automatizzata. I membri del
team tecnico di Hyundai Motors e la
Korea Aerospace University hanno riconosciuto questi “colli di bottiglia” a
carico della produttività e impiegano il
processo CMT praticamente privo di
spruzzi come soluzione a questo problema. Eseguendo una serie di prove,
hanno rilevato i parametri di saldatura e
brasatura ottimali in base ai quali
hanno successivamente programmato il
software di comando di robot e sistemi
di saldatura. Una volta completata l’implementazione dei risultati della loro
attività di sviluppo negli impianti di produzione in serie, ottengono una giunzione metallica più stabile e spruzzi di
saldatura significativamente inferiori
rispetto ai processi MAG tradizionali,
con una riduzione dei tempi di inattività
di oltre il 60%.
Alla base del processo CMT si trovano
due vantaggi fondamentali in termini di
utilità: in primo luogo, il riempimento
delle fessure notevolmente migliore. Con
il processo CMT non è più necessario
rispettare una quota minima stabilita
per le fessure. Prima, alla saldatura di
gruppi di componenti multifunzione
complessi si contrapponevano errori di
precisione inaccettabili, che vengono
alla luce nei singoli componenti conseguentemente all’accumulo delle differenze di quota. Ora, al contrario, sono
consentite tolleranze sostanzialmente
maggiori. Il secondo vantaggio consiste
nell’assenza pressoché totale di spruzzi.
Ora gli ugelli della torcia per saldatura
restano puliti molto più a lungo anche in
caso di saldatura sospesa, determinando
l’aumento del tempo di saldatura continuo dei robot. A questo si aggiungono
l’apporto di calore ridotto, che esclude
pressoché totalmente il rischio di
fusione, e la notevole diminuzione degli
errori di accensione sugli acciai rivestiti. Grazie alla zona di influenza del
calore tipicamente circoscritta, il pro-
Dalle Aziende
cesso si adatta ottimamente anche per la
brasatura MIG sulle aree visibili della
carrozzeria.
FRONIUS
Via Monte Pasubio, 137 - 36010 Zanè (VI)
Tel. 0445 804444 / 0362 545564
Fax 0445 804400
e-mail: [email protected]
www.fronius.com
La Federazione ANIMA per
l’Abruzzo - Un contributo della
meccanica Made in Italy per la
ricostruzione
In occasione degli Stati Generali delle
Costruzioni, la Federazione ANIMA presenta il suo progetto di sostegno ai terremotati dell’Abruzzo che si concentra
sull’attività di ricostruzione della Casa
dello Studente dell’Aquila.
Il Presidente di ANIMA, Dott. Sandro
Bonomi, ha dichiarato:”Il contributo
concreto di ANIMA si tradurrà, grazie
alla partecipazione di molte sue aziende
associate, nella fornitura di macchine da
cantiere a noleggio, tecnologie per
riscaldamento, impianti termosanitari,
sistemi e prodotti antincendio, dispositivi di sicurezza e di protezione individuale, dispositivi antipanico per uscite
di sicurezza. Con questa iniziativa - prosegue Bonomi - vogliamo mettere a
disposizione l’eccellenza della meccanica Made in Italy, tanto apprezzata
all’estero ma non sempre valorizzata nel
nostro Paese, per sostenere lo sviluppo
delle aree colpite dal sisma in Abruzzo”.
Sul sito di ANIMA è disponibile l’elenco
delle aziende che hanno già confermato
il loro impegno nel progetto ANIMA
PER L’ABRUZZO.
Le associazioni di ANIMA che aderiscono al Progetto ANIMA PER
L’ABRUZZO e a Federcostruzioni sono:
AISEM, AQUA ITALIA, ASSOFERMA,
ASSOGRIGLIATI, ASSOPOMPE,
ASSOSIC, ASSOTERMICA, AVR,
CLIMGAS, CO.AER, COMPO, ITALCOGEN, ITALMOT, UCOMESA, UCR,
UCT, UMAN, UNAC.
ANIMA aderisce a Federcostruzioni,
federazione aderente a Confindustria,
che rappresenta gli interessi comuni
della filiera delle costruzioni. A Federcostruzioni aderiscono federazioni e
associazioni di categoria, espressione
del settore delle costruzioni civili nei
comparti edile, industriale e infrastrutturale, delle tecnologie elettriche ed
elettroniche, delle tecnologie meccaniche, dei materiali e dei prodotti. Federcostruzioni dà voce a un comparto che
in aggregato rappresenta un valore di
fatturato pari a oltre 300 miliardi di
Euro e una forza lavoro pari a circa 3
milioni di occupati.
ANIMA - Federazione delle Associazioni
Nazionali dell’Industria Meccanica
Varia ed Affine - Organizzazione industriale di categoria che in seno alla Confindustria rappresenta le aziende della
meccanica varia e affine, occupa
200.000 addetti per un fatturato di oltre
44 miliardi di Euro e una quota
export/fatturato del 57%. I macrosettori
rappresentati da ANIMA sono: macchine
ed impianti per la produzione di energia
e per l’industria chimica e petrolifera;
montaggio impianti industriali; logistica
e movimentazione delle merci; tecnologie ed attrezzature per prodotti alimentari; tecnologie e prodotti per l’industria; impianti, macchine, prodotti per
l’edilizia; macchine, impianti per la
sicurezza dell’uomo e dell’ambiente;
costruzioni metalliche in genere.
ANIMA
Via Scarsellini, 13 - 20161 MILANO
Tel. 02 45418516 - Fax 02 45458717
e-mail: [email protected]
www.anima-it.com
Motorsport ExpoTech: una
delegazione inglese in visita a
ModenaFiere
Dopo il successo della prima edizione di
Motorsport ExpoTech, MIA rinnova la
partnership anche per il 2009 e porta in
visita due amministratori delegati, JK
Motorsport Consultancy e Zircotec importanti aziende del motorsport britannico - e soprattutto un rappresentate
dell’agenzia UK Trade & Investment,
ente governativo inglese, che faciliterà
la partecipazione di aziende inglesi supportando economicamente l’acquisizione di spazi espositivi.
ModenaFiere ha promosso in questi
mesi Motorsport ExpoTech a livello
mondiale partecipando alle principali
fiere di settore: dal Professional MotorSport World Expo di Colonia al Performance Racing Industry Trade Show di
Orlando (USA), fino al salone Autosport
Engineering International di Birmingham.
Motorsport ExpoTech
Seconda edizione della mostra convegno
internazionale dedicata al motorsport
professionale, dove i leader della committenza hanno l’opportunità di confrontarsi con gli esperti della tecnologia
e il meglio tra le realtà della subfornitura. All’edizione 2008 hanno partecipato quasi 400 aziende e marchi e ci
sono state adesioni da più di 50 paesi e
oltre 30 convegni scientifici ad alta specializzazione. Erano presenti le principali case del settore: dalla Ferrari a
Maserati, Lamborghini, Ducati, Jaguar,
Bimota, Pagani, Dallara, Picchio, MV
Agusta e Lotus.
www.motorsportexpotech.it
Profilo di MIA
Motorsport Industry Association (MIA)
è leader a livello mondiale per l’associazione di categoria dei motori, le prestazioni di ingegneria, dei servizi e dei
settori tuning. Rappresenta le specifiche
esigenze di questo settore di grande successo a livello mondiale, che si sta rapidamente espandendo anche nelle
nazioni in via di sviluppo.
Fondata nel 1994, MIA è nata da un
gruppo di società britanniche nel ramo
dell’industria dei motori che hanno
sentito l’esigenza di essere rappresentati
da una propria associazione di categoria. Un’associazione cresciuta nel
tempo, con una rete internazionale di
più di 300 membri, le cui società
muovono un mercato di oltre 3 miliardi
di sterline in tutto il mondo motoristico.
www.the-mia.com
MODENAFIERE Srl
Viale Virgilio, 58/B - 41100 Modena
Tel. 059 848380 - Fax 059 848790
e-mail: [email protected]
www.modenafiere.it
Corsi di formazione sulle più avanzate tecnologie di taglio al plasma di
Hypertherm presso il nuovo centro
per le tecnologie di taglio
Ora chi si occupa del taglio del metallo
con sistemi ad arco plasma può partecipare al più aggiornato addestramento
sul taglio e le relative tecnologie di con-
Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2009 375
Dalle Aziende
trollo nel nuovo centro per le tecnologie
di taglio di Hypertherm.
Il centro, che si trova presso la sede
europea di Hypertherm a Roosendaal,
nei Paesi Bassi, comprende un nuovo
banco da taglio x-y ad alta precisione,
dotato dell’innovativo HyPerformance
Plasma HPR400XD ® , il primo della
nuova generazione di HyPerformance
Plasma. Il nuovo sistema HyPerformance Plasma HPR400XD combina le
tecnologie brevettate HyDefinition® e
LongLife® di Hypertherm con la nuova
tecnologia PowerPierce, con brevetto in
corso di registrazione, per spessori di
sfondamento estremi. HyPerformance
Plasma HPR400XD è attualmente
l’unico sistema da 400 A sul mercato in
grado di sfondare metalli da 50 mm di
spessore e tagliare bordi fino a 80 mm in
modo affidabile ed energico.
Per le dimostrazioni dal vivo di taglio
meccanizzato, presso il centro per le tecnologie di taglio sono anche disponibili
il sistema convenzionale LongLife
Oxygen HySpeed HSD130 ed il sistema
meccanizzato di fascia entry-level dotato
di un’unica bombola, Powermax1650.
Nel corso dell’addestramento i partecipanti approfondiranno le funzionalità
dei diversi sistemi e tecnologie di proprietà, come LongLife® Oxygen, PowerPierceTM ed il raffreddamento dell’ugello CoolFlowTM.
Inoltre, il centro è dotato dell’ultima tecnologia di controllo numerico di Hypertherm e di una configurazione con torcia
da ossitaglio: i partecipanti possono
così osservare i vantaggi relativi della
tecnologia al plasma meccanizzata
rispetto all’ossitaglio.
376 Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2009
Anche l’intera linea Hypertherm di
sistemi plasma ad aria manuali Powermax è disponibile per dimostrazioni dal
vivo: dai piccoli e leggeri sistemi di soli
9 kg di peso in grado di tagliare spessori
fino a 12 mm fino alle unità più grandi,
capaci di tagliare metalli fino a 38 mm
di spessore.
“Questa nuova struttura ci dà maggiori
possibilità di fornire dimostrazioni e
addestramento sulle ultime tecnologie
apportate da Hypertherm al settore del
taglio, sia ai nostri partner di canale che
agli utenti finali”, afferma Peter Vickers,
Direttore europeo di Hypertherm. “Il
fatto che questa struttura si trovi presso
la nostra sede europea consente inoltre
ai partner di canale ed agli utenti in
visita di incontrare direttamente i nostri
esperti del settore tecnico e dell’assistenza”. Il nuovo centro di taglio sostituisce una struttura precedente che si
trovava presso una filiale ad Hanau, in
Germania.
HYPERTHERM Europe B.V.
Vaartveld, 9
4704 SE ROOSENDAAL (Olanda)
Tel. +31 (0)165 596932
Fax +31 (0)165 596901
e-mail: [email protected]
www.hypertherm.com/eu
(Istituto Italiano della Saldatura), a
Venezia Lido il 21 e 22 Maggio scorsi,
Helistar GV, un innovativo processo di
saldatura ideato e progettato da Rivoira,
una delle prime aziende in Italia ad
operare nel settore dei gas industriali.
Oggi le giunzioni su strutture d’acciaio
zincato vengono realizzate principalmente con collegamenti meccanici: bullonatura, chiodatura. La saldatura è
effettuata solo su lamiere con ridotti
spessori di ricopertura di zinco. Con
Helistar GV una giusta percentuale di
elio in miscela permette di allontanare
rapidamente il calore dalla zona
saldata, concentrando il calore stesso
solo sul cordone, ciò genera una minore
evaporazione di zinco. Tale condizione
comporta interessanti vantaggi: permette la riduzione/eliminazione di
spruzzi e cavità nel cordone di saldatura; il cordone viene maggiormente
protetto dalla corrosione; si aumenta la
velocità di saldatura; si riduce il rischio
per gli operatori.
Avere la possibilità di saldare l’acciaio
zincato apre le porte a nuovi scenari.
Grazie a Helistar GV la progettazione di
strutture in acciaio diverrà più economica, progettare e realizzare unioni
meccaniche ha costi più elevati rispetto
alle unioni saldate, inoltre si riducono i
costi di manutenzione garantendo risultati di durata su lungo periodo.
La Rivoira, l’Istituto Italiano della
Saldatura e l’Associazione Italiana
Zincatura stanno lavorando insieme
per certificare il processo di saldatura
dell’acciaio zincato con Helistar GV.
RIVOIRA S.p.A.
Via Cardinal Massaia, 75/L
10147 Torino
Tel. 011 2253711 - Fax 011 2253701
e-mail: [email protected]
www.rivoiragas.it
Rivoira: Helistar GV, un
rivoluzionario processo di saldatura
COMPOSITES EUROPE - Un Must
per il Mercato Europeo La Convention Internazionale AVK e
la seconda edizione del Congresso
sui Materiali Compositi-Bio aprono
il Salone Internazionale dei
Materiali Compositi
Presentato in occasione delle Giornate
Nazionali di Saldatura
È stato presentato alle Giornate Nazionali di Saldatura, organizzate dall’IIS
Il Salone Internazionale COMPOSITES
EUROPE, in poco tempo, è diventato
uno dei più importanti segnali della crescita dell’industria dei materiali compo-
Dalle Aziende
siti ed è ormai un’istituzione per questo
settore. Quest’anno, la quarta edizione
del Salone, dal 27 al 29 Ottobre 2009
nel Quartiere fieristico di Stoccarda,
presenterà le tecnologie ed i prodotti che
ricoprono l’intera catena di creazione
dei materiali compositi. COMPOSITES
EUROPE mostrerà applicazioni assolutamente innovative nel campo automotive, aerospaziale , così come per il
settore edile: applicazioni “tailormade” per rispondere alle attuali esigenze in termini di materiali, come la
costruzione “leggera”, l’efficienza
dell’energia ed una migliore resistenza
alla corrosione. Il Salone COMPOSITES EUROPE si aprirà con la Convention Internazionale AVK e la seconda
edizione del Congresso sui Materiali
Compositi -Bio.
Oltre 350 Espositori internazionali sono
attesi a COMPOSITES EUROPE 2009,
tra i quali si annoverano “Keyplayer”
del settore come AOC Resins, Exel Composites e Huntsman. Nell’edizione 2009
parteciperanno per la prima volta
società quali DSM Composites Resins,
Henkel e RAMPF Tooling.
Come nelle precedenti edizioni del
Salone COMPOSITES EUROPE, sarà
la Convention AVK (Associazione Industriale Tedesca della Plastica Rinforzata) ad aprire le giornate espositive.
Dal 26 al 27 Ottobre, nel Congress
Center di Stoccarda (ICS) sono attesi
oltre 500 partecipanti che si informeranno, durante le conferenze, sulle innovazioni nel settore dei materiali compositi, nel settore dei materiali di plastica
“rinforzata” e “riempita”.
Per la prima volta il nova-Institut organizzerà il Congresso sui Materiali Compositi-Bio, nell’ambito della Convention
annuale AVK e del Salone COMPOSITES EUROPE. Rivolto ad esperti, sviluppatori, produttori ed utilizzatori di
materiali compositi nei settori automotive, edile, consumer goods ed imballaggio, presenterà quali “highlights” gli
sviluppi più recenti in termini di materiali e prodotti.
COMPOSITES EUROPE 2009 è il
Salone leader per il vasto mercato dei
materiali compositi. Presenta, infatti,
l’intera catena di creazione dei materiali di plastica rinforzati, dal materiale
grezzo fino al prodotto finito, così come
le nuove tecnologie nella lavorazione e
nella produzione di tali materiali. Oltre
350 Espositori internazionali sono attesi
alla quarta edizione del Salone COMPOSITES EUROPE a Stoccarda, organizzato da Reed Exhibitions in collaborazione con l’Associazione Europea del
settore EuCIA e con la rivista internazionale Reinforced Plastics. COMPOSITES EUROPE ha, inoltre, da sempre il
supporto dell’Unione di settore AVK Associazione Industriale Tedesca della
Plastica Rinforzata.
PROMOEVENTS
Via Privata Pomezia, 10/A
20127 Milano
Tel. 02 33402131 - Fax 02 33402130
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Torcia XTR® per taglio al plasma
robotizzato di precisione
Thermal Dynamics, uno dei leader mondiali del mercato del taglio al plasma,
ha lanciato recentemente una torcia per
taglio di precisione progettata specificamente per l’utilizzo su impianti robotizzati ed applicazioni di taglio inclinato
(Bevelling).
Questa torcia, denominata XTR, può
essere installata su generatori della
serie Ultra-Cut e si caratterizza per:
• Dimensioni molto contenute - misura
soltanto 236 mm in lunghezza.
• Consumabili con profilo a punta per
taglio inclinato.
• Qualità eccellente nel taglio o marcatura di ferro, acciaio inox o alluminio.
• Duty Cycle del 100% fino a 300
Ampere.
• Cavi torcia flessibili e leggeri, progettati per applicazioni robotizzate.
• Componenti autocentranti per mante-
nere l’allineamento nel tempo.
• Strumento di posizionamento per programmazione in autoapprendimento.
Basata sulla stessa affidabile tecnologia
della torcia XT-300 dei generatori
Ultra-Cut, la torcia XTR è disponibile
con una vasta gamma di consumabili
dedicati ed una serie di accessori quali
sistemi anti-collisione e braccetti di
montaggio che rendono semplicissima
l’installazione su qualsiasi robot.
THERMADYNE ITALIA Srl
Via Bolsena, 7
20098 San Giuliano Milanese (MI)
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Occhiali per protezione da laser Una risposta da Univet a tutte le
esigenze del mercato
Da Univet, azienda bresciana qualificata nella progettazione e produzione di
dispositivi per la protezione individuale
degli occhi e di sistemi ottici, una risposta professionale e di alto valore tecnologico a tutte le esigenze del mercato
laser: dentale, medicale e industriale.
Sul luogo di lavoro gli occhi sono soggetti a diversi rischi, dovuti all’interazione con macchinari, corpi estranei,
radiazioni e affaticamento. Soprattutto
chi lavora in ambito operatorio con sorgenti laser deve ricorrere ad una protezione degli occhi di qualità certificata; un
fascio di luce laser sia diretto che riflesso
da superfici speculari può infatti causare
danni irreversibili alle strutture oculari.
Univet propone una vasta gamma di
modelli in relazione alle performance
richieste dall’utente. Con soluzioni in
vetro o in policarbonato, la gamma dei
filtri per occhiali da protezione laser
Univet è certificata secondo le più
recenti normative europee e nel rispetto
dei cosiddetti limiti di emissione
(AEL’s).
La qualità e la professionalità dell’azienda sono attestate dal conseguimento delle certificazioni europee
secondo le norme EN 207 ed EN 208,
garanzia di un’alta densità ottica (il
livello di protezione dal laser) ed un’elevata stabilità termica (la capacità di
trattenere le radiazioni senza surriscaldarsi) dei filtri laser Univet.
A partire da quest’anno Univet presenta
Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2009 377
Dalle Aziende
innovative, in risposta ai cambiamenti
normativi internazionali.
essere in vetro, con caratteristiche di
elevato assorbimento e trasmittanza nel
visibile, o in policarbonato, leggeri e
resistenti agli impatti ma con una
minore densità ottica.
La nuova gamma di filtri riflettente o
interferenziale si basa sul fenomeno
fisico dell’interferenza, riflettendo le
emissioni laser a diverse lunghezze
d’onda; il filtro è in vetro, formato da
diversi strati e rivestito superficialmente
da un coating metallico. Tali filtri,
espressione di alta tecnologia, posseggono la migliore trasmittanza nel visibile, mantenendo inalterata la visione
dei colori e sono perciò particolarmente
indicati in campo medico.
La più recente famiglia di montature
nella linea laser ideata da Univet comprende modelli accattivanti e confortevoli, dotati di astine ergonomiche in
gomma morbida regolabili in lunghezza,
per garantire la massima vestibilità e
adattabilità alle caratteristiche anatomiche di chi li indossa.
Univet propone inoltre una gamma specifica anche per pazienti e operatori a
contatto con IPL (Intense Pulsed Light);
questi prodotti sono ideati specificamente per il settore medicale - ambulatoriale e cosmetico. All’interno di questa
linea dedicata, il reparto Ricerca e Sviluppo dell’azienda ha ideato AMBER
IPL, un occhiale specifico conforme alla
norma prEN 50415, che stabilisce quali
protezioni debbano essere adottate dagli
operatori che si trovino a contatto con
questo tipo di sorgenti luminose.
A partire dal reparto Ricerca e Sviluppo, Univet progetta e cura ogni prodotto, garantendo il completo controllo
della filiera produttiva. Personale
giovane e qualificato studia e sviluppa
anche filtri protettivi non a catalogo per
specifici macchinari laser, fornendo
consulenza specializzata a distributori
e clienti. Ancora dunque una risposta di
alto livello tecnologico per il mercato
del lavoro. L’impegno nel miglioramento e nel controllo della qualità dei
prodotti oggi consentono all’azienda di
presidiare un mercato con soluzioni
378 Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2009
UNIVET Srl
Via Giovanni Prati, 87
25086 Rezzato (BS)
Tel. 030 2499411 - Fax 030 2499430
e-mail: [email protected]
www.univet.it
Nuova sede per Orbitalum
Nuovo partner ITW
I.T.W. Welding Product Italy S.r.l. ha il
piacere di annunciare la definizione di
un accordo collaborativo tecnico/commerciale con la società Welding Tecnology S.r.l. di Albiano Magra (MS),
azienda decisamente attiva nella fabbricazione e commercializzazione di accessori per la saldatura - placcatura nel
processo arco sommerso, elettroslag e
nelle saldature narrow gap.
Testa di saldatura Tandem Narrow Gap
È stata inaugurata a fine Gennaio 2009.
L’edificio, ubicato a Singen/Hohentwiel
al 17 di Schüttler-Josef-Straße, è stato
consegnato al direttore generale Achim
Schneider dall’architetto Ludwig
Schweiger. Orbitalum Tools GmbH, in
precedenza nota come Georg Fischer
GmbH Rohrverbindungstechnik, è
entrata a far parte di ITW (Illinois Tool
Works, di Chicago) più di tre anni fa e
nel 2008 è stata nuovamente in grado di
accrescere il proprio business con successo. Certificata ISO 9001:2000,
l’azienda sviluppa, produce e commercializza macchine per il taglio, la smussatura e la lavorazione di tubi per l’industria dell’engineering degli impianti.
Attualmente occupa 65 dipendenti. Le
apparecchiature prodotte a Singen
trovano impiego in settori quali “food &
beverage”, chimico, farmaceutico ed
elettronico così come nelle centrali elettriche, nella costruzione di oleodotti e
navi. La crescita della società verificatasi negli ultimi anni ha indotto ITW a
investire circa 4 milioni di Euro a
Singen. La costruzione della nuova sede
intende infatti creare le condizioni per
moderne ed efficaci attività di produzione e logistica, al fine di rafforzare la
competitività sul mercato.
ORBITALUM TOOLS GmbH
Josef-Schüttler-Straße, 17
78224 Singen (Germany)
Tel. +49 (0)7731 7920
Fax +49 (0)7731 792500
e-mail: [email protected]
www.orbitalum.com
Testa di Placcatura WTNA
L’attenzione posta alle esigenze produttive dei clienti ha permesso a W.T. un
continuo e costruttivo miglioramento dei
propri prodotti e lo sviluppo di nuovi
accessori sempre più performanti e
innovativi. W.T. è presente da anni con
prodotti di nicchia specifici quali: teste
di placcatura a nastro SAW ed ESW per
esterni ed interni, deviatori di campo
magnetico per placcatura a nastro, spintori di flusso, accessori per la saldatura
ad arco sommerso (sistemi e torce
tandem, narrow gap, twin arc).
Dal 1 Gennaio 2009 la I.T.W. Welding
Products Italy S.r.l. è responsabile della
loro commercializzazione, sia in ambito
nazionale che internazionale.
Ricordiamo inoltre che la società I.T.W.
Welding Division è proprietaria dei
seguenti marchi leader nel mondo della
saldatura:
Miller; Elga; Hobart; McKay; TriMark; Corex; Tien Tai; Bernard; Weld
Craft; Tempil; Tregaskiss; Magnaflux;
Orbitalum; Jet line.
I.T.W. WELDING PRODUCT ITALY S.r.l.
Via Privata Iseo, 6/E
20098 San Giuliano Milanese (MI)
Tel. 02 982901 - Fax 02 98281552
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www.itw-welding.com
Pubblicazioni IIS - Novità 2009
Controllo radiografico
La nuova dispensa IIS sul metodo di controllo radiografico può essere considerata
un riferimento essenziale, non solo per coloro che si interfacciano con le problematiche di controllo non distruttivo industriale ma anche per gli studenti universitari
di ingegneria meccanica, fisica, scienza dei materiali e metallurgia. Attualmente il
metodo di controllo radiografico è uno dei più utilizzati in molti settori industriali
strategici, quali l’aeronautico, il nucleare, l’industria chimica e petrolchimica, la
costruzione di oleodotti e gasdotti, le costruzioni off-shore e, più in generale, nelle
grandi costruzioni di carpenteria e caldareria.
La cinquantennale esperienza del servizio “ispezioni e diagnostica” dell’IIS ha permesso di acquisire sul campo una indiscussa e riconosciuta, anche a livello internazionale, competenza nelle tecniche di controllo radiografico, non solo in fabbricazione, ma anche nella diagnostica del danneggiamento da esercizio di grandi
impianti; tale competenza viene ora sintetizzata in questa pubblicazione, a disposizione di tutti i tecnici PND già qualificati, o in fase di qualificazione, ai livelli 2 o 3 nel
metodo radiografico.
Il testo illustra inizialmente i principi fondamentali e le modalità operative del controllo, partendo dalla teoria della fisica atomica e nucleare per proseguire con le
proprietà fisiche delle radiazioni ionizzanti, le sorgenti di radiazioni, sia X che
Gamma e la loro interazione con i materiali. Sono quindi trattati i principi fisici
della formazione dell’immagine su pellicola, le diverse tipologie di film e il loro trattamento. Vengono poi illustrate le variabili dell’esposizione e i fattori influenzanti la
sensibilità radiografica con riferimento sia a giunti saldati di lamiere e tubi, che a
getti. Ampio spazio è dedicato all’interpretazione radiografica ed ai criteri di valutazione, sia per saldature testa-testa, che per getti; altrettanto spazio è dedicato
agli effetti biologici provocati dalle radiazioni, alla dosimetria e radioprotezione.
Successivamente sono trattate le tecniche speciali, quali fluoroscopia, xeroradiografia, radiografia neutronica, tomografia computerizzata, radiografia digitale con
schermi convertitori, misure spessimetriche, ecc. Sono infine presi in esame un
certo numero di casi applicativi ritenuti di rilevante interesse industriale, tenendo
sempre a riferimento quanto contemplato dalla normativa, sia europea che internazionale o, comunque, di diffuso utilizzo contrattuale.
Indice
ISTITUTO ITALIANO
DELLA SALDATURA
Divisione PRN
Maura Rodella
Lungobisagno Istria, 15
16141 GENOVA
Tel. 010 8341385
Fax 010 8367780
Email: [email protected]
www.weldinglibrary.com
www.iis.it
Capitolo 1. L’ATOMO
Capitolo 2. PROPRIETÀ FISICHE DELLE RADIAZIONI IONIZZANTI - PRODUZIONE DEI RAGGI X
Capitolo 3. RADIOISOTOPI DI IMPIEGO INDUSTRIALE
Capitolo 4. LA PELLICOLA RADIOGRAFICA - ACCESSORI RADIOGRAFICI
Capitolo 5. ESPOSIZIONE RADIOGRAFICA - DIAGRAMMA DI ESPOSIZIONE I.Q.I.
Capitolo 6.TECNICHE RADIOGRAFICHE SPECIALI
Capitolo 7.VERIFICHE PERIODICHE DELLE CARATTERISTICHE FUNZIONALI
DELLE APPARECCHIATURE RAGGI X - CALIBRAZIONI
Capitolo 8. ESEMPI DI CALCOLO DEI PARAMETRI OPERATIVI IN ESPOSIZIONI
RADIOGRAFICHE
Capitolo 9. DOSIMETRIA DELLE RADIAZIONI IONIZZANTI - ELEMENTI DI
PROTEZIONISTICA
Appendice A: PROCEDURA PER IL CONTROLLO GAMMAGRAFICO DI GIUNTI
SALDATI TESTA-TESTA
Appendice B: PROCEDURA PER IL CONTROLLO RADIOGRAFICO DI GIUNTI
SALDATI TESTA-TESTA
Appendice C: LETTURA ED INTERPRETAZIONE DI PELLICOLE RADIOGRAFICHE DI GIUNTI SALDATI
Bibliografia
2009, 220 pagine, Codice: 101120, Prezzo: € 75,00
Soci IIS - Membri IIS Club, Prezzo: € 60,00
Notiziario
Letteratura Tecnica
Maintenance Engineering
Handbook
Keith Mobley, Lindley R. Higgins e
Darrin J. Wikoff, Maidenhead (Inghilterra) 2008, 223 x 155 mm, 1200 pagine,
ISBN 9780071546461, $ 150,00
La settima edizione
del Manuale dell’Ingegneria di Manutenzione risulta essere,
sicuramente, molto
più completa ed esauriente rispetto a
quanto precedentemente edito. È un manuale per ingegneri,
manager, responsabili dell’ingegneria che
sono alla continua ricerca degli strumenti
atti a migliorare, costantemente, l’impatto
tecnico-economico della manutenzione.
Il volume è un importante supporto per
quanto riguarda le tecniche di planning e
scheduling e fornisce consigli tecnici sulle
metodologie operative della manutenzione
in varie attività del mondo industriale.
Questa nuova edizione porta il lettore alla
conoscenza di molti aspetti, anche nuovi,
utili all’identificazione dei guasti e alle
successive riparazioni di molte attrezzature nei più svariati campi del mondo
industriale. Questo testo si può considerare come una fonte primaria di esperienza sulla teoria e sulla pratica della
manutenzione. Infatti, esso sviluppa le
zone critiche all’interno dell’Ingegneria
di Manutenzione, allo scopo di portare
tale funzione ad una grande affidabilità in
tutta la struttura tecnica - economica ingegneristica dell’industria moderna.
McGraw-Hill Professional, Shoppenhangers Road, Maidenhead, Berkshire
SL6 2QL (Inghilterra).
Telefax +44 (0)1628 635895
http://www.mcgraw-hill.co.uk
Corrosion in refineries: (EFC 42)
Harston J., Cambridge (Inghilterra) 2007,
156x234 mm, 128 pagine, ISBN 1 84569
233 0, € 125.00
La corrosione negli
impianti di raffinazione è strettamente
correlata al progressivo invecchiamento
degli stessi, presentando, pertanto, un
serio rischio alla sicurezza e alla relativa
affidabilità delle attrezzature a pressione.
Il testo “Corrosion in refineries” descrive
alcuni tra i principali processi corrosivi
che si vengono a realizzare nelle apparecchiature che costituiscono i diversi
impianti presi in esame, indicando la
metodologia più adeguata affinché il suddetto processo venga costantemente
misurato, controllato e prevenuto.
In particolare, vengono trattati argomenti
relativi a problematiche di recente appro-
fondimento nell’ambito della valutazione
dell’affidabilità degli impianti quali, tra
l’altro, la carburazione e il “metal
dusting”. I capitoli descrivono i fenomeni
corrosivi che agiscono in un ampio
spettro all’interno della raffineria, toccando le diverse attrezzature che la compongono e focalizzandosi in particolare
su serbatoi di stoccaggio, impianti di
alchilazione con acido fluoridrico,
impianti di reforming catalitico e
impianti di strippaggio acque acide.
Viene, altresì, presentata una descrizione
della tipologia di possibili prove utilizzate
per valutare i processi corrosivi e di cracking potenzialmente attivi in raffineria,
assieme a tecniche di monitoraggio della
corrosione nel corso del relativo ciclo di
vita delle attrezzature con metodologie
innovative (p.e. Field Signature Method FSM). Nel testo vengono anche discusse
alcune metodologie atte a prevenire possibili danneggiamenti corrosivi quali l’utilizzo di idonei cicli di pitturazione (anche
per applicazioni a moderate temperature).
Scaturito dalla pluriennale esperienza
degli autori coinvolti nella stesura, “Corrosion in refineries” rappresenta un
ottimo riferimento nell’ambito della progettazione, della costruzione e della
gestione degli impianti di raffinazione.
Woodhead Publishing Limited
Abington Hall, Abington, Cambridge,
CB21 6AH (Inghilterra).
Telefax +44 (0)1223 893694
http://www.woodheadpublishing.com
Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2009 383
Notiziario
Codici e Norme
Norme nazionali
Italia
UNI EN ISO 148-2 - Materiali metallici
- Prova di resilienza Charpy mediante
pendolo - Parte 2: Verifica delle macchine di prova (2009).
UNI EN ISO 148-3 - Materiali metallici
- Prova di resilienza Charpy mediante
pendolo - Parte 3: Preparazione e caratterizzazione delle provette Charpy ad
intaglio a V per la verifica indiretta delle
macchine di prova di resilienza (2009).
UNI EN 13445-1 - Recipienti a pressione non esposti a fiamma - Parte 1:
Generalità (2009).
UNI CEN/TR 13445-9 - Recipienti a
pressione non esposti a fiamma - Parte 9:
Conformità della serie EN 13445 alla
ISO 16528 (2009).
UNI EN 13480-1 - Tubazioni industriali
metalliche - Parte 1: Generalità (2009).
UNI EN ISO 13968 - Sistemi di tubazioni e condotte di materia plastica Tubi di materiali termoplastici - Determinazione della flessibilità anulare
(2009).
USA
UNI EN 583-6 - Prove non distruttive Esame ad ultrasuoni - Parte 6: Tecnica a
diffrazione del tempo di volo come
metodo di rilevamento e dimensionamento delle discontinuità (2009).
API STD 526 - Flanged Steel Pressure
Relief Valves (2009).
UNI EN ISO 945-1 - Microstruttura
della ghisa - Classificazione della grafite
mediante analisi visuale (2009).
ASTM A 480/A 480M - Standard specification for general requirements for
flat-rolled stainless and heat-resisting
steel plate, sheet, and strip (2009).
UNI EN 1591-2 - Flange e loro giunzioni - Regole di progettazione delle
giunzioni con flange circolari con guarnizioni - Parametri delle guarnizioni
(2009).
UNI EN 1998-2 - Eurocodice 8 - Progettazione delle strutture per la resistenza sismica - Parte 2: Ponti (2009).
API RP 939-C - Guidelines for avoiding
sulfidation (sulfidic) corrosion failures
in oil refineries (2009).
ASTM A 709/A 709M - Standard specification for structural steel for bridges
(2009).
ASTM A 959 - Standard guide for specifying harmonized standard grade compositions for wrought stainless steels
(2009).
UNI EN ISO 3452-5 - Prove non
distruttive - Esame con liquidi penetranti
- Parte 5: Prove con penetranti a temperature maggiori di 50 °C (2009).
ASTM A 1011 - Standard specification
for steel, sheet and strip, hot-rolled,
carbon, structural, high-strength lowalloy and high-strength low-alloy with
improved formability (2009).
UNI EN ISO 3452-6 - Prove non
distruttive - Esame con liquidi penetranti
- Parte 6: Prove con penetranti a temperature minori di 10 °C (2009).
ASTM A 1040 - Standard guide for specifying harmonized standard grade compositions for wrought carbon, low-alloy,
and alloy steels (2009).
UNI EN 10253-3 - Raccordi per tubazioni da saldare di testa - Parte 3: Acciai
inossidabili austenitici ed austeno-ferritici (duplex) senza requisiti specifici di
controllo (2009).
UNI EN 10253-4 - Raccordi per tubazioni da saldare di testa - Parte 4: Acciai
inossidabili austenitici ed austeno-ferritici (duplex) lavorati plasticamente con
requisiti specifici di controllo (2009).
384 Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2009
ASTM E 2248 - Standard test method
for impact testing of miniaturized charpy
V-notch specimens (2009).
ASTM E 2298 - Standard test method
for instrumented impact testing of metallic materials (2009).
AWS A5.25/A5.25M - Specification for
carbon and low-alloy steel electrodes
and fluxesfor electroslag welding
(2009).
Norme europee
EN
EN 573-3 - Aluminium and aluminium
alloys - Chemical composition and form
of wrought products - Part 3: Chemical
composition and form of products
(2009).
EN ISO 5182 - Resistance welding Materials for electrodes and ancillary
equipment (2009).
EN 10088-4 - Stainless steels - Part 4:
Technical delivery conditions for
sheet/plate and strip of corrosion resisting steels for construction purposes
(2009).
EN 10028-1:2007+A1 - Flat products
made of steels for pressure purposes Part 1: General requirements (2009).
EN 10244-1 - Steel wire and wire products - Non-ferrous metallic coatings on
steel wire - Part 1: General principles
(2009).
EN 14587-2 - Railway applications Track - Flash butt welding of rails - Part
2: N ew R220, R260, R260M n a n d
R350HT grade rails by mobile welding
machines at sites other than a fixed plant
(2009).
EN 15594 - Railway applications Track - Restoration of rails by electric
arc welding (2009).
EN ISO 24373 - Welding consumables Solid wires and rods for fusion welding
of copper and copper alloys - Classification (2009).
Norme internazionali
ISO
ISO 1461 - Hot dip galvanized coatings
on fabricated iron and steel articles Specifications and test methods (2009).
ISO 5171 - Gas welding equipment Pressure gauges used in welding, cutting
and allied processes (2009).
ISO 15609-4 - Specification and qualification of welding procedures for metallic materials - Welding procedure specification - Part 4: Laser beam welding
(2009).
Notiziario
Corsi IIS
Luogo
Data
Mogliano Veneto
(TV)
20-23/7/2009
Taranto
Legnano (MI)
Genova
Titolo
Ore
Corso teorico-pratico di saldatura di tubi e/o raccordi di PE
per il convogliamento di gas, acqua ed altri fluidi (UNI 9737)
--
20-24/7/2009
Corso celere in saldatura
32
27-30/7/2009
Corso teorico-pratico di saldatura di tubi e/o raccordi di PE
per il convogliamento di gas, acqua ed altri fluidi (UNI 9737)
--
Corso teorico-pratico di incollaggio di tubi e/o raccordi
di PVC-C, PVC-U o di ABS per la qualificazione secondo
UNI 11242
16
Corso teorico-pratico per operatori sull’incollaggio
(European Adhesive Bonder)
40
7-8/9/2009
Genova
7-11/9/2009
Genova
7-11/9/2009
12-16/10/2009
9-11/11/2009
Corso modulare per la qualificazione ad International Welding
Inspector - Comprehensive - Ispezione di giunti saldati
97
Genova
14-17/9/2009
Corso teorico-pratico di saldatura di tubi e/o raccordi di PE
per il convogliamento di gas, acqua ed altri fluidi (UNI 9737)
--
Messina
14-17/9/2009
Corso teorico-pratico di saldatura di tubi e/o raccordi di PE
per il convogliamento di gas, acqua ed altri fluidi (UNI 9737)
--
Genova
14-18/9/2009
Corso per International Welding Specialist - Parte I
--
Genova
14-18/9/2009
Corso per International Welding Practitioner - Parte I
--
Mogliano Veneto
(TV)
21-24/9/2009
Corso teorico-pratico di saldatura di tubi e/o raccordi di PE
per il convogliamento di gas, acqua ed altri fluidi (UNI 9737)
--
Legnano (MI)
21-24/9/2009
Corso teorico-pratico di saldatura di tubi e/o raccordi di PE
per il convogliamento di gas, acqua ed altri fluidi (UNI 9737)
--
Genova
21-25/9/2009
Corso di ricertificazione approvato dall’ESA per
Istruttore / Esaminatore (CAT 1) in accordo alla Specifica
ESA PSS-01-748
32
Genova
21-25/9/2009
Corso per International Welding Technologist - Parte III Progettazione e calcolo
--
Genova
21-25/9/2009
14-15/12/2009
Corso per International Welding Engineer - Parte III Progettazione e calcolo
--
Roma
22-25/9/2009
Corso teorico-pratico di saldatura di tubi e/o raccordi di PE
per il convogliamento di gas, acqua ed altri fluidi (UNI 9737)
--
Legnano (MI)
28/9-2/10/2009
Corso celere in saldatura
32
Mogliano Veneto
(TV)
28/9-2/10/2009
Corso per International Welding Technologist - Parte III Tecnologia della saldatura
--
Mogliano Veneto
(TV)
28/9-2/10 e
5-7/10/2009
Corso per International Welding Engineer - Parte III Tecnologia della saldatura
--
Organizzatore
Istituto Italiano della Saldatura - Divisione FOR
Lungobisagno Istria, 15 - 16141 Genova
Tel. 010 8341371 - Fax 010 8367780 - [email protected]
Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2009 385
Notiziario
Corsi di qualificazione per personale addetto alle PND di livello 1, 2 e 3
Esame visivo (VT)
Legnano (MI)
8-9/9/2009
Modulo di Base per livello 2 UNI EN 473/ISO 9712
16
Legnano (MI)
10/9/2009
Modulo di Metodo per livello 2 UNI EN 473/ISO 9712
8
Legnano (MI)
15-16/9/2009
Modulo Specifico Saldatura per livello 2 UNI EN 473/ISO 9712
12
Esame radiografico (RT)
Legnano (MI)
1-3/9/2009
Modulo di Metodo per livello 2 UNI EN 473/ISO 9712
24
Legnano (MI)
8-9/9/2009
Modulo di Base per livello 2 UNI EN 473/ISO 9712
16
Modulo Specifico Operatore Tecniche Speciali per livello 2 UNI
EN 473/ISO 9712
32
22-25/9/2009
Genova
Esame ultrasonoro (UT)
Legnano (MI)
8-9/9/2009
Modulo di Base per livello 2 UNI EN 473/ISO 9712
16
Legnano (MI)
15-17/9/2009
Modulo di Metodo per livello 2 UNI EN 473/ISO 9712
24
Mogliano
Veneto (TV)
22-25/9/2009
Modulo Specifico Operatore Tecniche Convenzionali per livello 2
UNI EN 473/ISO 9712
32
Esame con particelle magnetiche (MT)
Legnano (MI)
8-9/9/2009
Modulo di Base per livello 2 UNI EN 473/ISO 9712
16
Genova
8-9/9/2009
Modulo di Metodo per livello 2 UNI EN 473/ISO 9712
16
30/9-1/10/2009
Modulo di Metodo per livello 2 UNI EN 473/ISO 9712
16
Priolo (SR)
Esame con liquidi penetranti (PT)
Genova
2-3/9/2009
Modulo di Metodo per livello 2 UNI EN 473/ISO 9712
16
Legnano (MI)
8-9/9/2009
Modulo di Base per livello 2 UNI EN 473/ISO 9712
16
Corsi di altre Società
Luogo
Data
Roma
15-17/7/2009
Napoli
21/7/2009
Napoli
Titolo
Organizzatore
Auditor / Responsabili Gruppo di Audit interni di
sistemi di gestione per la Qualità nei laboratori di
prova
ANGQ (Roma)
Tel. 06 5915028; fax 06 5914834
[email protected]
Corso per addetti e responsabili della sicurezza
AICQ-M (Napoli)
Tel. 081 2396503; fax 081 6174615
[email protected]
21-22/7/2009
Corso per datori di lavoro che possono svolgere
direttamente i compiti propri del Responsabile del
Servizio di Prevenzione e Protezione
AICQ-M (Napoli)
Tel. 081 2396503; fax 081 6174615
[email protected]
Napoli
11/9/2009
La gestione della sicurezza delle macchine e
degli impianti industriali secondo il D.Lgs. 81/08
Titolo III
AICQ-M (Napoli)
Tel. 081 2396503; fax 081 6174615
[email protected]
Napoli
14/9/2009
L’analisi ambientale iniziale
AICQ-M (Napoli)
Tel. 081 2396503; fax 081 6174615
[email protected]
Milano
14-16/9/2009
Le ISO 9000:2000. Principi, contenuti ed
esercitazioni
AICQ Centro Nord c/o TQM s.r.l. (Milano)
Tel. 02 67382158; fax 02 67382177
[email protected]
386 Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2009
Notiziario
Corsi di altre Società (segue)
Luogo
Data
Titolo
Organizzatore
Milano
14-18/9/2009
Programma di addestramento raccomandato per
l’esame con liquidi penetranti di 2° livello secondo
EN 473
CND Studio Sas di Gino FABBRI & C. (Milano)
Tel. 02 341649; fax 02 341205
[email protected]
Napoli
16-18/9/2009
Come implementare un Sistema di Gestione
Sicurezza conforme all’art. 30 D.Lgs. 81/2008
(D.Lgs. 231/2001), alla norma OHSAS
18001: 2007 e alla Linea Guida UNI-INAIL
AICQ-M (Napoli)
Tel. 081 2396503; fax 081 6174615
[email protected]
Napoli
17-18/9/2009
La normativa ambientale e gli obblighi per le
imprese: tecniche e metodologie per l’audit di
conformità legislativa
AICQ-M (Napoli)
Tel. 081 2396503; fax 081 6174615
[email protected]
Provaglio d’Iseo (BS)
17-18/9/2009
Integrare il sistema di gestione per la qualità con il
modello del D.Lgs. 231/01 sulla responsabilità
amministrativa delle persone giuridiche
AQM (Provaglio d’Iseo - BS)
Tel. 030 9291781; fax 030 9291782
[email protected]
La Norma per la Gestione dell'Ambiente
ISO 14001:2004 e Regolamento EMAS.
I sistemi di Gestione Ambientale
AICQ Piemonte (Torino)
Tel. 011 5183220; fax 011 537964
[email protected]
Auditor Sistemi di Gestione per la Sicurezza Norma OHSAS 18001 - 2007
AICQ Piemonte (Torino)
Tel. 011 5183220; fax 011 537964
[email protected]
Torino
18/9/2009
Torino
21-25/9/2009
Milano
21/9-2/10/2009
Programma di addestramento raccomandato per
l’esame di ultrasuoni di 2° livello secondo EN 473
CND Studio Sas di Gino FABBRI & C. (Milano)
Tel. 02 341649; fax 02 341205
[email protected]
Provaglio d’Iseo (BS)
22, 24 e 29/9
6, 8, 13/10/2009
Metrologia e taratura degli strumenti di misura
AQM (Provaglio d’Iseo - BS)
Tel. 030 9291781; fax 030 9291782
[email protected]
Provaglio d’Iseo (BS)
24/9 e
1, 8, 15, 22/10/2009
Il sistema integrato Qualità, Sicurezza, Ambiente
AQM (Provaglio d’Iseo - BS)
Tel. 030 9291781; fax 030 9291782
[email protected]
28-29/9/2009
Le norme ISO 9000 e il Sistema di Gestione per la
Qualità
AICQ Triveneta (Mestre - VE)
Tel. 041 951795; fax 041 940648
[email protected]
Mestre (VE)
Mostre e Convegni
Luogo
Data
Titolo
Organizzatore
Singapore
16-17/7/2009
IIW International Conference “Advances in
Welding and Allied Technologies”
IIW 2009 Conference Manager c/o Pacific World
Singapore (Singapore)
Tel. +65 6330 6730; fax +65 6336 2123
[email protected]
Kingston
(Rhode Island - USA)
26-31/7/2009
QNDE Conference - 36th Annual Review of
Progress in Quantitative Nondestructive
Evaluation
CNDE (Ames - Iowa - USA)
Tel. +1 515 2949749; fax +1 515 2947771
[email protected]
Surfers Paradise Queensland
(Australia)
26-28/8/2009
9th International Conference on Operating
Pressure Equipment - Combined with Biennial
AINDT Conference
Materials Australia (Melbourne - Victoria - AUS)
Tel. +61 3 93267266; fax +61 2 93267272
[email protected]
1-3/9/2009
The 10th International Conference “Application
of contemporary Non-Destructive Testing in
Engineering”
Slovenia Society for Non-Destructive Testing
(Ljubljana - Slovenia)
Tel. +386 1 4771203; fax +386 1 4771225
[email protected]
Ljubljana
(Slovenia)
Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2009 387
Notiziario
Mostre e Convegni (segue)
Luogo
Data
Titolo
Organizzatore
Nizza
(Francia)
6-10/9/2009
EUROCORR 2009 - The European Corrosion
Congress
CEFRACOR (Paris - F)
Tel. +33 (0) 1 47053926; fax +33 (0) 1 45559074
[email protected]
Lisbona
(Portogallo)
6-11/9/2009
IMEKO - XIX World Congresse - Fundamental
and Applied Metrology
Instituto de Telecomunicações - Instituto Superior Técnico
(Lisbona - P)
Tel. +351 21 8418454; fax +351 21 8418472
[email protected]
Essen
(Germania)
14-19/9/2009
Schweissen & Schneiden 2009
Messe Essen GmbH (Essen - D)
Tel. +49 (0) 20172440; fax +49 (0) 2017244248
[email protected]
Essen
(Germania)
14-19/9/2009
3rd Quality Testing International Exhibition 2009
Messe Essen GmbH (Essen - D)
Tel. +49 (0) 20172440; fax +49 (0) 2017244248
[email protected]
Blackpool
(Inghilterra)
15-17/9/2009
Materials Testing 2009 and NDT 2009 Conference
BINDT (Northampton - UK)
Tel. +44 (0) 1604 630124; fax +44 (0) 1604 231489
[email protected]
Dortmund
(Germania)
16-17/9/2009
Extrusion Workshop 2009 - 3° Extrusion
Benchmark
Institute of Forming Technology and Lightweight
Construction (Dortmund - D)
Tel. +49 231 7552680; fax +49 231 7552489
[email protected]
Houston
(Texas - USA)
20-24/9/2009
Corrosion Technology Week 2009
NACE International (Houston, Texas - USA)
Tel. +1 281 2286223; fax +1 281 2286300
[email protected]
Mogilev
(Bielorussia)
23-25/9/2009
3rd International Scientific-Technical Conference
and Exhibition “Modern methods and devices for
quality testing and diagnostics of the object state”
Belarusian-Russian University (Mogilev - Republic of
Belarus)
Tel. +375 297 431879; fax +375 222 251091
[email protected]
Cavtat - Dubrovnik
(Croazia)
23-26/9/2009
International Conference MATEST 2009
HDKBR c/o FSB-Zagreb (Zagreb - Croatia)
Tel. +385 (0) 1 6157129; fax +385 (0) 1 6157129
[email protected]
Graz - Seggau
(Austria)
28-30/9/2009
9th International Seminar "Numerical Analysis
of Weldability"
Institute for Materials Science and Welding - TU Graz
(Graz - Austria)
Tel. +43 316 8737182; fax +43 316 8737187
[email protected]
8th International Fair of Aluminium &
Technology, Materials and Non-Ferrous
Metal Products
Kielce Trade Fairs (Kielce - PL)
Tel. +48 41 3651220; fax +48 41 3651312
[email protected]
Kielce
(Polonia)
29/9-1/10/2009
388 Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2009
Ricerche
Bibliografiche
Dati IIS-Data
Trattamento termico dopo saldatura
(2007-2009)
Fatigue life improvement of welded structures by post-weld treatments and some limitations by geometry and loading mode di
SONSINO C.M. «Revue Met. CIT», Gennaio 2007, pp. 51-57.
Acciai da costruzione; distensione delle tensioni; distribuzione
delle tensioni; durata della vita a fatica; fattori di influenza;
forma della saldatura; fusione; norme; progettazione, concezione;
raccomandazioni; resistenza a fatica; saldatura laser; saldatura
TIG; tensioni residue; trattamento termico dopo saldatura.
Residual stress measurement in a repair welded header in the
as-welded condition and after advanced post weld treatment
di MIRZAEE-SISAN A. et al. «Journal PVP», V. 84, N. 5/2007,
pp. 266-273.
Acciai inossidabili; acciai inossidabili austenitici; analisi con elementi finiti; industria nucleare; misura; operazione dopo saldatura; operazioni in servizio; recipienti in pressione; riparazione;
simulazione; tensioni residue; trattamento termico dopo saldatura.
Origine delle tensioni residue in saldatura, metodologie tradizionali di misura, precauzioni e rimedi di MURGIA M.
«Riv. Sald.», Gennaio-Febbraio 2007, pp. 23-39.
Analisi delle tensioni; distensione delle tensioni con vibrazioni;
distribuzione delle tensioni; lamiere; martellatura; misura; raddrizzatura alla fiamma; saldatura per fusione; saldature circonferenziali; tensioni residue; trattamento termico; trattamento
termico dopo saldatura; travi; tubi.
Effect of vibratory weld conditioning on the residual stresses
and distortion in multipass girth-butt welded pipes di XU J.et
al. «Journal PVP», V. 84, N. 5/ 2007, pp. 298-303.
Acciai al C; distensione delle tensioni; distensione delle tensioni
con vibrazioni; distorsione; meccanica della frattura; operazione dopo saldatura; pezzi forgiati; riduzione chimica; rotture
di fatica; saldatura a più passate; saldatura ad arco sommerso;
saldature testa a testa; tensioni residue; tensocorrosione; trattamento termico dopo saldatura; tubi.
Effect of post-weld heat treatments on microstructure and
mechanical properties of electron beam welded flow formed
maraging steel weldment di LEE Y.J. et al. «Weld. Join.»,
Maggio-Giugno 2007, pp. 266-273.
Acciai maraging; austenite; durezza; fattori di influenza; frattografia; indurimento strutturale dovuto ad invecchiamento; indurimento superficiale; microstruttura; operazione dopo saldatura;
parametri di processo; proprietà meccaniche; saldabilità; saldatura a fascio elettronico; trattamento termico di solubilizzazione;
trattamento termico dopo saldatura; tubi; ZTA a grano ingrossato.
Weldability evaluation of supermartensitic stainless pipe
steels di RAMIREZ J. E. et al. «Wdg. J.», Maggio 2007,
pp. 125s-134s.
Acciai inossidabili martensitici; infragilimento da idrogeno;
operazione dopo saldatura; proprietà meccaniche; saldabilità;
saldatura con filo fusibile in gas protettivo; saldatura manuale
con elettrodi rivestiti; saldatura TIG; solfuri; tensocorrosione;
trattamento termico dopo saldatura; tubi; valutazione; ZTA.
The influence of a propane gas torch flame post-weld heat
treatment on the mechanical and corrosion properties of a
2219-T87 friction stir weld di PAGLIA C.e BUCHEIT R.G.
«Welding and Cutting», Marzo-Aprile 2007, pp. 96-102.
Corrosione; corrosione per vaiolatura; criccabilità a caldo;
criccabilità di ritiro; cricche di liquazione; durezza; fattori di
influenza; leghe Al-Cu; leghe d’alluminio; microstruttura;
propano; proprietà meccaniche; prove meccaniche; saldatura
ad attrito; saldatura ad attrito con utensile in movimento; torce;
trattamento termico dopo saldatura.
Grain growth phenomena in friction stir welded 1100 Al
during post-weld heat treatment di SATO Y.S. et al. «Weld.
Join.», Luglio-Agosto 2007, pp. 318-323.
Dimensione del grano; fattori di influenza; leghe d’alluminio; microstruttura; operazione dopo saldatura; rotazione; saldatura ad attrito;
saldatura ad attrito con utensile in movimento; saldatura in fase
solida; temperatura; trattamento termico dopo saldatura; velocità.
Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2009 389
Ricerche Bibliografiche
Application of magnetic Barkhausen noise in non-destructive
testing fields of residual stress di YIN H. et al. «China Weld.»,
Luglio-Dicembre 2007, pp. 22-26.
Campo elettromagnetico; controllo con correnti indotte; controllo non distruttivo; lamiere; misura; rumore; tensioni residue;
trattamento termico dopo saldatura.
Postweld heat treatment to avoid intergranular stress corrosion cracking of supermartensitic stainless steels (IIW-181907, ex-doc. IX-2193-06/IX-H-630-06) di WOOLLIN P. «Weld.
World», Settembre-Ottobre 2007, pp. 31-40.
Acciai; acciai inossidabili; acciai inossidabili austeno-ferritici;
acciai inossidabili martensitici; corrosione; corrosione intergranulare; criccabilità; difetti; elenchi bibliografici; operazione dopo
saldatura; passata di fondo; saldatura ad arco ad impulsi; saldatura manuale con elettrodi rivestiti; saldatura MIG; saldatura TIG;
saldature circonferenziali; tenacità alla rottura; tensocorrosione;
trattamento termico; trattamento termico dopo saldatura; tubi.
Single sensor differential thermal analysis of phase transformations and structural changes during welding and postweld
heat treatment (IIW-1843-07, ex-doc. IX-2199-06) di ALEXANDROV B.T. e LIPPOLD J.C. «Weld. World», NovembreDicembre 2007, pp. 48-59.
Acciai al Cr-Mo a bassa lega; acciai inossidabili martensitici;
analisi chimica; ciclo termico; diagrammi di fase; diagrammi
TTT; dilatometria; materiali resistenti allo scorrimento a caldo;
misura; operazione dopo saldatura; riscaldamento; saldatura
TIG; strumenti di misura; temperatura; trasformazione; trattamento termico; trattamento termico dopo saldatura.
Application of the local fatigue strength concept for the evaluation of post weld treatments (IIW-1839-07, ex-doc. XIII2099r2-06) di NITSCHKE-PAGEL TH. et al. «Weld. World»,
Novembre-Dicembre 2007, pp. 65-75.
Effetti locali; indurimento; indurimento superficiale; leghe AlMg-Si; leghe d’alluminio; operazione dopo saldatura; proprietà
meccaniche; resistenza a fatica; tensioni residue; trattamento
termico; trattamento termico dopo saldatura; valutazione.
Some challenges in the treatment of residual stress in flaw
t o l e r a n c e c a l c u l a t i o n s - A TAG S I v i e w d i D O L B Y R . E .
«Journal PVP», V. 85, N. 3/2008, pp. 166-174.
Acciai inossidabili; distribuzione delle tensioni; industria
nucleare; misura; norme; operazione dopo saldatura; simulazione; tenacità alla rottura; tensioni residue; tolleranze; trattamento termico dopo saldatura.
Application of secondary and residual stresses to the assessment of the structural integrity of nuclear power-generating
plant di BANAHAN B.D. «Journal PVP», V. 85, N. 3/2008,
pp. 191-197.
Acciai al C; acciai al C-Mn; analisi delle tensioni; analisi strutturale; centrali elettriche; distensione delle tensioni; fattori di
sicurezza; industria nucleare; recipienti in pressione; saldatura
ad arco sommerso; saldatura manuale con elettrodi rivestiti;
tensioni residue; trattamento termico dopo saldatura.
T/P23, 24, 911 and 92: new grades for advanced coal-fired
power plants - Properties and experience di VAILLANT J.C.et
al. «Journal PVP», V. 85, N. 1-2/2008, pp. 38-46.
Acciai al Cr-Mo ad alta lega; alta temperatura; caldaie; materiali d’apporto; materiali resistenti allo scorrimento a caldo;
operazione dopo saldatura; ossidazione; proprietà meccaniche;
prove di scorrimento a caldo; resistenza allo scorrimento a
caldo; saldabilità; saldatura ad arco sommerso; saldatura
manuale con elettrodi rivestiti; saldatura TIG; scorrimento a
caldo; trattamento termico dopo saldatura.
Presentacion y comparacion de seis técnicas industriales
postsoldadura de modificacion de tension residual di THIEULEUX J. «Sold. Tec.», 111/2008, pp. 26-33.
Confronti; criccabilità a freddo; cricche di fatica; distensione
delle tensioni; fattori di influenza; giunti saldati; hastelloy; martellatura; martellatura laser; misura; strappi lamellari; tensioni
residue; tensocorrosione; trattamento termico; trattamento
termico dopo saldatura.
Evolution of Cr-Mo-V weld metal microstructure during
creep testing - Part 1: P91 material (IIW-1822-07, ex-doc. II1601-06) di MANDZIEJ S.T. e VYROSTKOVA A. «Weld.
World», Gennaio-Febbraio 2008, pp. 3-26.
Acciai al Cr Mo ad alta lega; confronti; materiali resistenti allo
scorrimento a caldo; microstruttura; prove di scorrimento a
caldo; prove meccaniche; resistenza allo scorrimento a caldo;
saldatura manuale con elettrodi rivestiti; trattamento termico;
trattamento termico dopo saldatura; zona fusa.
Effect of plate thickness on the structure, properties and
PWHT response of welds in 2.25%Cr-1%Mo steel di KING B.
«Austr. Wdg. J.», Aprile-Giugno 2008, pp. 34-47.
Acciai al Cr-Mo a bassa lega; alta temperatura; durezza; fattori
di influenza; lamiere; materiali resistenti allo scorrimento a
caldo; microstruttura; proprietà meccaniche; prove di durezza;
prove meccaniche; recipienti in pressione; resistenza allo scorrimento a caldo; saldabilità; saldatura manuale con elettrodi rivestiti; saldatura TIG; simulazione; spessore; trattamento termico;
trattamento termico dopo saldatura; ZTA a grano ingrossato.
Recent advances in residual stress measurement di WITHERS
P.J. et al. «Journal PVP», V. 85, N. 3/2008, pp. 118-127.
Acciai inossidabili austenitici; alta temperatura; analisi con elementi finiti; analisi strutturale; controllo non distruttivo; cricche
di fatica; industria nucleare; meccanica della frattura; misura;
operazione dopo saldatura; radiografia; recipienti in pressione;
resistenza a fatica; resistenza allo scorrimento; sviluppo; tensioni residue; trattamento termico dopo saldatura; tubisteria.
Properties and weldability of two-phase duplex-type corrosion-resisting steels di LABANOWSKI J. «Weld. Int.», Giugno
2008, pp. 380-384.
Acciai inossidabili; acciai inossidabili austeno-ferritici; ciclo
termico; composizione chimica; corrosione; corrosione per vaiolatura; proprietà meccaniche; raffreddamento; saldabilità; saldatura MIG; saldatura TIG; trasporto; trattamento termico; trattamento termico dopo saldatura; velocità di raffreddamento; ZTA.
Residual stresses in welded structures di LEGGATT R.H.
«Journal PVP», V. 85, N. 3/2008, pp. 144-151.
Acciai al C-Mn; acciai al Cr-Mo a bassa lega; acciai inossidabili austenitici; condizioni di servizio; distribuzione delle tensioni; fattori di influenza; giunti saldati; giunti testa a testa;
leghe di titanio; materie plastiche; metalli placcati; operazione
dopo saldatura; proprietà meccaniche; recipienti in pressione;
saldature circonferenziali; tensioni residue; trattamento termico
dopo saldatura; tubi; vincolo; ZTA.
Influence of induction and furnace postweld heat treatment
on corrosion properties of SAF2205 (UNS 31803) di FERRO P.
et al. «Wdg. J.», Dicembre 2008, pp. 298s-306s.
Acciai inossidabili; acciai inossidabili austeno-ferritici; corrosione; corrosione per vaiolatura; fattori di influenza; forni;
induzione; materiali d’apporto; metallografia; microstruttura;
proprietà meccaniche; saldatura ad arco sommerso; saldatura
al plasma; saldatura TIG; temperatura; tempo (durata); trattamento termico dopo saldatura.
390 Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2009
Ricerche Bibliografiche
A Gleeble®-based method for ranking the strain-age cracking susceptibility of Ni-based superalloys di METZLER D.A.
«Wdg. J.», Ottobre 2008, pp. 249s-256s.
Analisi con elementi finiti; analisi delle tensioni; criccabilità;
hastelloy; inconel; leghe di nichel; materiali resistenti alle alte
temperature; microstruttura; operazioni metallurgiche di invecchiamento; proprietà meccaniche; proprietà termiche; saldabilità; simulazione; termodinamica; trattamento termico dopo saldatura; trattamento termo-meccanico.
Influence of local heat treatment on residual stresses in electron beam welding di ROSEN C.J. et al. «Weld. Join.», 7/2007,
pp. 614-619.
Analisi con elementi finiti; analisi delle tensioni; apporto
termico specifico; distorsione; effetti locali; fattori di influenza;
lamierini; misura; operazioni con teste multiple; resistenza a
fatica; saldatura a fascio elettronico; tensioni residue; trattamento termico; trattamento termico dopo saldatura.
Proyectos para el estudio de la influencia del tratamiento
termico postsoldeo y el espesor de las probetas de ensayo en
el porcentaje de disbonding di ALVAREZ R. e MARTINEZ J.
«Sold. Tec.», 114/2008, pp. 22-28.
Acciai al Cr-Mo a bassa lega; acciai inossidabili austenitici; alta
pressione; alta temperatura; condizioni di servizio; distacco;
fattori di influenza; idrogeno; impianti; industria petrolifera;
ingegneria chimica; materiali resistenti allo scorrimento a
caldo; ricarica ad elettroscoria; scorrimento a caldo; spessore;
trattamento termico; trattamento termico dopo saldatura.
Duplex stainless steel welding: best practices di MESSER B.
et al. «Stainless World», Dicembre 2007, pp. 53-63.
Acciai inossidabili; acciai inossidabili austeno-ferritici;
aggiunte di elementi di lega; apporto termico specifico; criccabilità; fattori di influenza; materiali d’apporto; microstruttura;
parametri di processo; saldabilità; scelta; tenacità alla rottura;
tensocorrosione; trattamento termico dopo saldatura; ZTA.
Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2009 391
Fonti dei riferimenti bibliografici
Riviste italiane e straniere analizzate per la Banca Dati IIS-Data
Titolo
Acciaio
Advanced Materials Processes
Alluminio e Leghe
Alluminio Magazine
Ambiente e Sicurezza sul Lavoro
Analysis Europa
Anticorrosione
ASTM Standardization News
ATA Ingegneria Automobilistica
Australasian Welding Journal
Australian Welding Research
Automatic Welding
Automazione Energia Informazione
Avtomaticheskaya Svarka
Befa - Mitteilungen
BID-ISIM
Biuletyn ISG
Boletin Tecnico Conarco
Bollettino Tecnico Finsider
Bollettino Tecnico RTM
Brazing and Soldering
Bridge Design & Engineering
British Corrosion Journal
China Welding
Chromium Review
Constructia De Masini
Costruzioni Metalliche
Czechoslovak Heavy Industry
De Qualitate
Deformazione
Der Praktiker
Elettronica Oggi
Elin Zeitschrift
Energia Ambiente Innovazione
Energia e Calore
Energia e Materie Prime
EPE International
Esa Bulletin
Eurotest Technical Bulletin
Fogli d’Informazione Ispesl
Fonderia
FWP Journal
GEP
Giornale del Genio Civile
Heron
Hightech
Hitsaustekniikka
Hybrid Circuits
Iabse Periodica
Il Filo Metallico
Il Giornale delle Prove non Distruttive
Il Giornale delle Scienze Applicate
Il Perito Industriale
Il Saldatore Castolin
Ilva Quaderni
Industrial Laser Rewiew
Ingegneria Ambientale
Ingegneria Ferroviaria
Inossidabile
Insight
International Construction
Interplastics
IPE International
ISO Bulletin
J. of Offshore and Polar Engineering
Joining & Materials
Joining of Materials
Joining Sciences
Journal of Bridge Engineering
Journal of the Japan Welding Society
Kunststoffe
L’Acciaio Inossidabile
Abbreviaz.
Acciaio
Mat. Processes
AL
Alluminio
Sicurezza Lav.
Analysis
Anticorrosione
ASTM Std.
ATA
Austr. Wdg. J.
Austr. Wdg. Res.
Aut. Weld.
AEI
Aut. Svarka
Befa Mitt.
BID-ISIM
Biuletyn
Conarco
Finsider
RTM
Braz. Sold.
Bridge
Br. Corr. J.
China Weld.
Chomium
Constr. Masini
Costr. Met.
Czech. Heavy
Qualitate
Deformazione
Praktiker
Elettronica
Elin
Enea E.A.I.
Energia
Energia
EPE
Esa Bulletin
Eurotest
ISPESL
Fonderia
FWP J.
GEP
Giornale G.C.
Heron
Hightech
Hitsaust.
Hybrid
IABSE
Filo Metallico
Giornale PND
Scienze Applic.
Perito Ind.
Castolin
Ilva
Ind. Laser
I.A.
Ing. Ferr.
Inossidabile
Insight
Int. Const.
Interplastics
IPE
ISO
Offshore
Joining
JOM
Join. Sciences
Jour. Bridge
Journal JWS
Kunststoffe
Acc. Inoss.
392 Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2009
Titolo
Abbreviaz.
L’Allestimento
Allestimento
L’Elettrotecnica
Elettr.
L’Industria Meccanica
Ind. Mecc.
L’Installatore Tecnico
Installatore
La Meccanica Italiana
Mecc. Ital.
La Metallurgia Italiana
Met. Ital.
La Termotecnica
Termotecnica
Lamiera
Lamiera
Laser
Laser
Lastechniek
Lastech.
Lavoro Sicuro
Lav. Sic.
Lo Stagno ed i suoi Impieghi
Stagno
Macchine & Giornale dell’Officina
Officina
Macplas
Macplas
Manutenzione: Tecnica e Management
Manutenzione
Materialprüfung
Materialprüf.
Material and Corrosion
Mat. Cor.
Materials Evaluation
Mat. Eval.
Materials Performance
MP
Meccanica & Automazione
Mec. & Aut.
Meccanica & Macchine di Qualità
Mecc. & Macchine
Meccanica Moderna
Mecc. Moderna
Meccanica Oggi
Meccanica
Mechanical Engineering
Mech. Eng.
Metal Construction
Met. Con.
Metalli
Metalli
Metallurgical and Materials Transactions
Met. Trans.
Metallurgical B
Metallurgical B
Metallurgical Reports CRM
Met. Rep.
Metallurgical Transactions
Metallurgical T
Metalurgia & Materiais
Met. Materiais
Metalurgia International
Metalurgia
Modern Plastics International
Plastics Int.
Modern Steel Construction
Steel Constr.
NDT & E International
NDT & E Int.
NDT & E International UK
NDT & E Int.
NDT International
NDT Int.
Notagil S.I.
Notagil
Notiziario dell’ENEA Energia e Innovazione
ENEA E.I.
Notiziario dell’ENEA Sic. e Prot.
ENEA-DISP.
Notiziario Tecnico AMMA
AMMA
NRIM Research Activities
NRIM Research
NT Tecnica e Tecnologia AMMA
NT AMMA
Oerlikon Schweissmitteilungen
Oerlikon
PCB Magazine
PCB
Perito Industriale
Perito Ind.
Petrolieri d’Italia
Petrolieri I.
Pianeta Inossidabili
Inox
Plastic Pipes Fittings
Plastics
Prevenzione Oggi
Prevenzione
Produttronica
Produttronica
Protective Coatings Europe
PCE
Przeglad Spawalnictwa
Pr. Spawal.
Quaderni Pignone
Pignone
Qualificazione Industriale
Qualificazione
Qualità
Qualità
Rame e Leghe
CU
Rame Notizie
Rame
Research in Nondestructive Evaluation
Research NDE
Revista de Los Trat. Ter. y de Superficie
Tratersup
Revista de Metalurgia
Rev. Met.
Revista de Soldadura
Rev. Soldadura
Revue de la Soudure
Rev. Soud.
Revue de Metallurgie CIT
Revue Met. CIT
Revue de Metallurgie MES
Revue Met. MES
Ricerca e Innovazione
Ric. Inn.
Riv. Infortuni e Malattie Professionali
Riv. Inf.
Rivista di Meccanica
Riv. Mecc.
Rivista di Meccanica Oggi
Riv. Mecc. Oggi
Rivista di Meccanica International
Riv. Mecc. Inter.
Rivista Finsider
Riv. Finsider
Rivista Italiana della Saldatura
Riv. Sald.
Titolo
Schweissen & Pruftechnik
Schweissen und Schneiden
Schweisstechnik
Schweisstechnik
Science and Technology of W and J
Seleplast
Sicurezza e Prevenzione
Skoda Review
Soldadura e Construcao Metalica
Soldadura y Tecnologias de Union
Soldagem & Inspecao
Soldagem & Materiais
Soldering & Surface Mount Technology
Soudage et Techniques Connexes
Souder
Stahlbau
Stainless Steel Europe
Stainless Steel World
Stainless Today
Steel Research
Structural Engineering International
Sudura
Surface Engineering
Svarochnoe Proizvodstvo
Sveiseteknikk
Svetsaren
Svetsen
Technica/Soudure
Technical Diagnostics and NDT Testing
Technical Review
Technische Uberwachung
Tecnologia Qualidade
Tecnologie e Trasporti per il Mare
Tecnologie per il Mare
Teknos
The Brithis Journal of NDT
The European Journal of NDT
The International Journal of PVP
The Journal of S. and E. Corrosion
The Paton Welding Journal
The TWI Journal
The Welding Innovation Quarterly
Tin and Its Uses
Transactions of JWRI
Transactions of JWS
Transactions of NRIM
Ultrasonics
Unificazione e Certificazione
Università Ricerca
Unsider Notizie di Normazione
Varilna Tehnika
Westnik Maschinostroeniya
Welding & Joining
Welding & Joining Europe
Welding and Metal Fabrication
Welding Design and Fabrication
Welding in the World
Welding International
Welding Journal
Welding Production
Welding Review International
WRC Bulletin
WRI Journal
Zavarivac
Zavarivanje
Zavarivanje I
Zincatura a caldo
Zis Mitteilungen
Zis Report
Zvaracske Spravy
Zváranie
Abbreviaz.
Sch. Pruf.
Schw. Schn.
Schweisst.
Sch. Tec.
Weld. Join.
Seleplast
Sicurezza
Skoda
Soldadura
Sold. Tec.
Inspecao
Soldagem
Soldering
Soud. Tecn. Con.
Souder
Stahlhau
Stainless Eu.
Stainless World
Stainless
Steel
Engineering
Sudura
Surface
Svar. Proiz.
Sveiseteknikk
Svetsaren
Svetsen
Tech. Soud.
NDT Testing
Tech. Rev.
Techn. Uberw.
Qualidade
Tec. Tra. Mare
Tec. Mare
Teknos
Br. Nondestr.
European NDT
Journal PVP
Corrosion
Paton Weld. J.
TWI Journal
Weld. Innovation
TIN
Trans. JWRI
Trans. JWS
Trans. NRIM
Ultrasonics
Unificazione
Università
Unsider
Var. Teh.
–
Weld. Joining
Weld. J. Europe
Welding
Weld. Des.
Weld. World
Weld. Int.
Wdg. J.
Weld. Prod.
Weld. Rev.
WRC Bulletin
WRI J.
Zavarivac
Zavarivanje
Zavariv.
Zincatura
ZIS
Zis
Zvaracske
Zváranie
Per ulteriori informazioni, rivolgersi a:
Istituto Italiano della Saldatura - Divisione PRN / Uff. Abbonamenti
Lungobisagno Istria, 15 - 16141 Genova GE
Tel. (+39) 010 8341.392; Fax (+39) 010 8367780
e-mail: [email protected] Web: www.iis.it
Elenco
degli
Inserzionisti
-259-260
340-341
-372
255
252
320
261
257
254
-244
---381
243
355
-352
--4a cop
---247
------393
304
248
258
319
--330
360
-379
371
-368
-----282
--245
-----329+356
--2a cop
--380
--250-251
253
----394
290
-342
------3a cop
----246
249
--256
3 M ITALIA
AEC TECHNOLOGY
AIPND
ANASTA
ANCCP
ANDIT AUTOMAZIONE
ASG Superconductors
ASPIRMIG
ASSOMOTORACING
BÖHLER WELDING GROUP ITALIA
CAPILLA
CARPANETO - SATI
CEA
CEBORA
CGM TECHNOLOGY
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TRAFILERIE DI CITTADELLA
Via San Bovio, 3 - Località San Felice - 20090 SEGRATE (MI)
Via Leonardo Da Vinci, 17 - 26013 CAMPAGNOLA CREMASCA (CR)
Via A. Foresti, 5 - 25127 BRESCIA
Via G. Tarra, 5 - 20125 MILANO
Via Rombon, 11 - 20134 MILANO
Via Privata Casiraghi, 526 - 20099 SESTO SAN GIOVANNI (MI)
Corso F.M. Perrone, 73r - 16152 GENOVA
Via Podi, 10 - 10060 VIRLE PIEMONTE (TO)
Via del Battirame, 6/3 - 40138 BOLOGNA
Via Palizzi, 90 - 20157 MILANO
Via per Telgate - Loc. Campagna - 24064 GRUMELLO DEL MONTE (BG)
Via Ferrero, 10 - 10090 RIVOLI/CASCINE VICA (TO)
Corso E. Filiberto, 27 - 23900 LECCO
Via A. Costa, 24 - 40057 CADRIANO DI GRANAROLO (BO)
Via Adda, 21 - 20090 OPERA (MI)
Via Friuli, 5 - 20046 BIASSONO (MI)
Via Serio, 16 - 20139 MILANO
Via Bottego, 245 - 41100 COGNENTO (MO)
Piazzale R. Morandi, 2 - 20121 MILANO
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 Mattei, 24 - 20010 MESERO (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 (MI)
c/o CENACOLO - Via C. Colombo, 101/h - 29100 PIACENZA
c/o BOLOGNAFIERE - Piazza Costituzione, 6 - 40128 BOLOGNA
c/o ADExpo - Viale della Mercanzia, 142 Centergross - 40050 FUNO DI ARGELATO (BO)
c/o F & M - Fiere e Mostre - Via Caldera, 21/C - 20153 MILANO
c/o UCIMU - Viale Fulvio Testi, 128 - 20092 CINISELLO BALSAMO (MI)
c/o UCIMU - Viale Fulvio Testi, 128 - 20092 CINISELLO BALSAMO (MI)
c/o UCIMU - Viale Fulvio Testi, 128 - 20092 CINISELLO BALSAMO (MI)
c/o CARRARAFIERE - Viale Galileo Galilei, 133 - 54033 MARINA DI CARRARA (MS)
Via Vincenzo Monti, 8 - 20123 MILANO
c/o UCIMU - Viale Fulvio Testi, 128 - 20092 CINISELLO BALSAMO (MI)
c/o PIACENZA EXPO - S.S. 10 Loc. Le Mose - 29100 PIACENZA
c/o UCIMU - Viale Fulvio Testi, 128 - 20092 CINISELLO BALSAMO (MI)
c/o EXPO CONSULTING - Via Brugnoli, 8 - 40122 BOLOGNA
c/o EIOM - Viale Premuda, 2 - 20129 MILANO
c/o BOLOGNAFIERE - Piazza Costituzione, 6 - 40128 BOLOGNA
c/o EDIMET - Via Brescia, 117 - 25018 MONTICHIARI (BS)
c/o EDIMET - Via Brescia, 117 - 25018 MONTICHIARI (BS)
c/o MODENA ESPOSIZIONI - Viale Virgilio, 58/B - 41100 MODENA
c/o PORDENONE FIERE - Viale Treviso, 1 - 33170 PORDENONE
c/o CARRARAFIERE - Viale Galileo Galilei, 133 - 54033 MARINA DI CARRARA (MS)
c/o FIERA MILANO TECH - Via Gattamelata, 34 - 20149 MILANO
c/o SENAF - Via Eritrea, 21/A - 20157 MILANO
c/o EDIMET - Via Brescia, 117 - 25018 MONTICHIARI (BS)
c/o PADOVAFIERE - Via N. Tommaseo, 59 - 35131 PADOVA
Via Monte Pasubio, 137 - 36010 ZANE’ (VI)
Via Artigiani, 17 - 25030 TORBIATO DI ADRO (BS)
Via Grosio, 10/4 - 20151 MILANO
Via Sondrio, 1 - 20063 CERNUSCO SUL NAVIGLIO (MI)
Via A. Gilardoni, 1 - 23826 MANDELLO DEL LARIO (LC)
Vaartveld, 9 - 4704 SE ROOSENDAAL (Olanda)
Via delle Rovedine, 4 - 23899 ROBBIATE (LC)
Via Facca, 10 - 35013 CITTADELLA (PD)
Via A. Tadino, 19/A - 20124 MILANO
Via S. Bernardino, 92 - 24126 BERGAMO
Via Privata Iseo, 6/E - 20098 S. GIULIANO MILANESE (MI)
Via Bizet, 36/N - 20092 CINISELLO BALSAMO (MI)
Viale dello Sport, 22 - 21026 GAVIRATE (VA)
Via G. Di Vittorio, 39 - 59021 VAIANO (PO)
Via Fratelli Canepa, 8 - 16010 SERRA RICCO’ (GE)
c/o EIOM - Viale Premuda, 2 - 20129 MILANO
Corso Buenos Aires, 8 - Corte Lambruschini - 16129 GENOVA
Via del Lavoro, 28 - 20049 CONCOREZZO (MI)
Via Torino, 216 - 10040 LEINI’ (TO)
Via Modigliani, 45 - 20090 SEGRATE (MI)
Josef-Schüttler-Strasse, 17 - 78224 SINGEN (D)
Via Serio, 4/6 - 25015 DESENZANO DEL GARDA (BS)
Via Piave, 33 - Z.I. - 17047 VADO LIGURE (SV)
c/o the C’ Comunicazione - Via Orti, 14 - 20122 MILANO
Via Rosellini, 12 - 20124 MILANO
c/o the C’ Comunicazione - Via Orti, 14 - 20122 MILANO
Via C. Massaia, 75/L - 10147 TORINO
Via Circonvallazione, 7 - 10080 VICO CANAVESE (TO)
Via del Lavoro, 8 - 36020 CASTEGNERO (VI)
Via Torricelli, 15/A - 37135 VERONA
S.P. Rivoltana, 35/b - 20090 LIMITO DI PIOLTELLO (MI)
Via Varesina, 184 - 20156 MILANO
Via Palladio, 19 - 35010 ONARA DI TOMBOLO (PD)
Via Fornaci, 45/47 - 25040 ARTOGNE (BS)
Via Monterosa, 81/A - 20043 ARCORE (MB)
Via S. Bernardino, 92 - 24126 BERGAMO
Via Meucci, 26 - 36030 COSTABISSARA (VI)
c/o the C’ Comunicazione - Via Orti, 14 - 20122 MILANO
Viale Europa, 40 - 41011 CAMPOGALLIANO (MO)
Via delle Foppette, 6 - 20144 MILANO
Via Nazionale, 50a - 70 - 23885 CALCO (LC)
Industriestraße, 13 - 46342 VELEN (D)
Via della Tecnica, 3 - 36030 VILLAVERLA (VI)
Piazzale Santorre di Santarosa, 9 - 20156 MILANO
Via Mazzini, 69 - 35013 CITTADELLA (PD)