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 2008 ISSN:0035-6794 60 °a nn 1 9 4 8 od -2 i pu 0 0 60° bb 8 an 194 lica no 8 zio di p 20 ne ub 08 blic azi Organo Ufficiale dell’Istituto Italiano della Saldatura - anno LX - N. 3 * 2008 I n q u e s t o nu m e ro : Relazione della Presidenza sulla gestione dell'Istituto nel 2007 e p rev i s i o n i p e r i l 2 0 0 8 L ' a p p ro c c i o R B I n e l c o n t e s t o d e l l e ver ifich e per io d ich e d i leg g e M a t e r i a l i d ' a p p o r t o p e r l a s a l d a t u ra di serbatoi LNG in acciaio al 9% nickel Didattica Didattica Metallurgia e saldabilità degli acciai zincati Numero 3 2008 SIAD Metal Fabrication: uno strumento, molti servizi. 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Storia di una rivoluzione mancata, “La fattoria degli animali” rappresenta una condizione sociale ricorrente, in cui trovano spazio caratteristiche umane contrapposte: i silenzi e la dabbenaggine della lealtà e la logorrea trombonesca dell’ipocrisia, per non parlare del peggio. Ecco, quindi, il cavallo Gondrano, forte, volenteroso, silenzioso e paziente ma poco intelligente, disposto a sfiancarsi di lavoro per una manciata di biada, 324 Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2008 avendo come obbiettivo la costruzione di una società migliore. Morirà di fatica e la sua carcassa sarà venduta ad una fabbrica di colla! Ecco i maiali Napoleon, Clarinetto e soci. Opportunisti e ipocriti sfruttano i buoni sentimenti del prossimo ai propri fini, nascondendosi dietro i massimi sistemi, di cui prospettano meraviglie applicative. Diventeranno ricchi e potenti! Fin qui il racconto. Di cui ogni riferimento a fatti reali è da considerarsi puramente casuale. E adesso qualche riflessione di ritorno. Con riferimento al mondo del lavoro e dell’industria, a cui questa Rivista appartiene. Sembra che tutti (o quasi) siano d’accordo che le nostre infrastrutture non sono consone a quelle di un Paese moderno. Ma guarda un po’! Anche i nostri giovani sembra abbiano problemi d’ingresso nel mondo del lavoro, anche per una formazione inadeguata. Chi lo avrebbe mai detto! Merito, professionalità e competenza sono poco riconosciuti ai fini di una carriera di lavoro. Figuriamoci! La lista sarebbe ancora lunga, ma non aggiungerebbe alcun ulteriore apporto di conoscenza. Ma come è possibile che siamo finiti così? Bisognerebbe chiederlo ai Napoleon ed ai Clarinetto di casa nostra. E come è possibile che non ci siamo ancora sfasciati? Questo andrebbe chiesto, invece, ai Gondrano nostrani. Tuttavia “La fattoria degli animali”, che non è un libro per bambini, mette sullo stesso piano l’ipocrisia trombonesca (per non parlare del peggio) e la dabbenaggine, che vivono in simbiosi dandosi a vicenda la ragione d’essere. Vuoi vedere che la colpa di tutto è di Gondrano (forte, volenteroso, silenzioso e paziente ma poco intelligente) che si è perfettamente meritato la fine che ha fatto! Dott. Ing. Mauro Scasso Segretario Generale IIS ANNO LX Maggio-Giugno 2008 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 2008: Italia: .......................................... € 90,00 Estero: ........................................ € 155,00 Un numero separato: ................ € 20,00 La Rivista viene inviata gratuitamente ai Soci dell’Istituto Italiano della Saldatura. Direzione - Redazione - Pubblicità: Lungobisagno Istria, 15 - 16141 Genova Telefono: 010 8341333 Telefax: 010 8367780 e-mail: [email protected] web: www.iis.it Sommario Articoli 327 Relazione della Presidenza sulla gestione dell’Istituto nel 2007 e previsioni per il 2008 343 L’approccio RBI nel contesto delle verifiche periodiche di legge - G. CANALE 351 Il processo di saldatura TIG Key-hole: una valida alternativa per la giunzione di materiali pregiati - C. ROSELLINI, L. JARVIS 359 Materiali d’apporto per la saldatura di serbatoi LNG in acciaio al 9% nickel S. ANGELOTTI, P. VAN ERK 373 Uso innovativo del basso apporto termico in saldatura: esperienze sul “Cladding” e brasatura col processo CMT® - G. LORENZIN, G. RUTILI 387 Una unità di misura per il calcolo dell’efficienza nel processo di saldatura a laser: il Dau - G. DAURELIO 403 411 L’istituto non assume responsabilità per le opinioni espresse dagli Autori. La riproduzione degli articoli pubblicati è permessa purché ne sia citata la fonte, ne sia stata concessa l’autorizzazione da parte della Direzione della Rivista, e sia trascorso un periodo non inferiore a tre mesi dalla data della pubblicazione. La collaborazione è aperta a tutti, Soci e non Soci, in Italia e all’Estero. La Direzione si riserva l’accettazione dei messaggi pubblicitari. Ai sensi dell’art. 10 della Legge 675/96, i dati personali dei destinatari della Rivista saranno oggetto di trattamento nel rispetto della riservatezza, dei diritti della persona e per finalità strettamente connesse e strumentali all’invio della pubblicazione e ad eventuali comunicazioni ad esse correlate. IIS Didattica Metallurgia e saldabilità degli acciai zincati 419 Scienza e Tecnica Considerazioni sulle caratteristiche meccaniche e sulle prove di laboratorio: la stima della tenacità reale - M. LANZA 423 IIS News Consiglio Generale Assemblea Generale API RBI User Group Meeting 427 Formazione A Taranto la IIª edizione del Master Universitario di Primo Livello in Ingegneria della Saldatura 429 Normativa Tecnica L’edizione 2007 del Codice ASME VIII Divisione 2 - F. LIDONNICI 433 Dalle Aziende 443 Notiziario Letteratura tecnica Codici e norme Corsi Mostre e convegni 451 Ricerche bibliografiche da IIS-Data I fumi in saldatura 456 Elenco degli Inserzionisti Progetto grafico: Marcs & Associati srl - Rozzano (MI) Fotocomposizione e stampa:ALGRAPHY S.n.c.- Genova Tel 010 8366272, Fax 010 8358069 - www.algraphy.it International Institute of Welding (IIW) Suitable corrosion test methods for stainless steel welds - B. HOLMBERG, A. BERGQUIST Rubriche 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 2008 Aut. Trib. Genova 341 - 20.4.1955 3 In copertina Quad 450 - L’eccellenza è finalmente a portata di mano - Altissime prestazioni e semplice apprendimento Quad - il generatore multifunzione SOL WELDING, utilizzabile nelle applicazioni TIG AC/DC, TIG FILO FREDDO, MIG/MAG e PULSER MIG, ELETTRODO - consente di saldare in tutte le tecniche ad arco con una vera sinergia dei parametri di saldatura. Il sistema AGS (Auto Global Synergy), infatti, auto imposta in modo continuo e totalmente automatico tutte le regolazioni che il saldatore dovrebbe eseguire ad ogni cambiamento di condizioni. L’esempio più eclatante si ha nella saldatura automatica o manuale in TIG filo freddo: il sistema AGS, oltre a regolare automaticamente la frequenza, il tipo di onda e il softness, regola in modo continuo anche il movimento del filo simulando quel particolare movimento di polso tipico solamente dei saldatori più esperti. Quad 450 è un robusto generatore chopper progettato e realizzato per applicazioni industriali senza nessuna interferenza da perturbazioni e variazioni nella tensione di rete, eccellente sia nei laboratori di saldatura che nei cantieri a cielo aperto. Grazie ad un grado di emissioni di disturbo ridotto al minimo, ad un eccezionale lift arc e ad una altissima stabilità dell’arco nella funzione TIG AC, è inoltre idoneo per lavorare in ambienti quali ospedali, centrali termiche ed elettriche, banche dati, ecc., in cui l’utilizzo dell’alta frequenza è proibito ed è consentito solo l’impiego di apparecchiature con una bassa emissione di campo elettromagnetico. Corso di qualificazione ad International Welding Specialist Genova 2008-2009 L’ISTITUTO ITALIANO DELLA SALDATURA terrà presso la propria sede di Genova, tra il 2008 ed il 2009, un corso completo per International Welding Specialist, con struttura modulare, condensando le lezioni nell’arco di una settimana al mese a tempo pieno. La formula ha riscosso nel recente passato il gradimento del pubblico, poiché consente di limitare temporalmente l’impegno mensile garantendo, al tempo stesso, condizioni ideali all’apprendimento. Requisiti di ingresso Per chi desideri accedere alla qualificazione finale da IWS sono possibili due alternative: - avere un Diploma di scuola Professionale della durata di 3 anni, abbinato ad un’esperienza lavorativa di almeno 2 anni (con età minima di 20 anni) oppure - avere un Diploma di scuola Professionale, con esperienza lavorativa di almeno 3 anni (con età minima di 22). Calendario delle lezioni e sede di svolgimento Il Corso è strutturato su tre Parti consecutive che trattano cinque materie, di cui quattro di carattere teorico ed una di carattere pratico. Le lezioni saranno svolte a tempo pieno, secondo il seguente calendario: - Parte I Parte II Parte III dall’8 al 12 Settembre 2008 dal 6 al 10 Ottobre 2008 dal 3 al 7 Novembre 2008 dal 12 al 16 Gennaio 2009 dal 9 al 13 Febbraio 2009 dal 9 al 13 Marzo 2009 Sede di svolgimento del Corso sarà la Sede dell’IIS di Genova, in Lungobisagno Istria, 15. Orario delle lezioni Il Corso sarà svolto con orario 9:00 ÷ 18:00, ad eccezione delle giornate di Lunedì (orario 14:00 ÷ 18:00) e di Venerdì (orario 9:00 ÷ 13:00), per consentire agli allievi di raggiungere la sede del Corso senza spostamenti festivi. Conseguimento del Diploma Gli esami finali potranno essere tenuti nelle date programmate e tabulate nell’Attività Didattica 2008 con una quota di iscrizione di 425,00 € (+ IVA). Informazioni Per ulteriori informazioni è possibile rivolgersi all’Istituto Italiano della Saldatura - Lungobisagno Istria 15, 16141 Genova - Divisione Formazione (www.formazionesaldatura.it), al numero 010 8341371 (fax 010 8367780), oppure all’indirizzo di posta elettronica [email protected]. Iscrizioni Le iscrizioni dovranno pervenire entro il 29 Agosto 2008. Dato il limitato numero di posti, costituirà criterio preferenziale la data di iscrizione. Quote di iscrizione La quota di partecipazione al Corso, comprensiva del pranzo presso la mensa dell’IIS e della collana completa delle pubblicazioni è pari a 4.225,00 € (+ IVA), da corrispondersi mediante Bonifico bancario sul conto corrente Banca Popolare di Milano (IBAN IT 31 I 05584 01400 000000004500), intestato all’Istituto Italiano della Saldatura. Istituto Italiano della Saldatura Relazione della Presidenza sulla gestione dell’Istituto nel 2007 e previsioni per il 2008 * • per la certificazione, 26%; • per l’ingegneria, l’assistenza tecnica e la diagnostica e controlli non distruttivi, 54%. 1. Risultato complessivo Il risultato complessivo conseguito dall’Istituto Italiano della Saldatura nell’esercizio 2007 è da ritenersi soddisfacente. 2. Attività nel 2007 I ricavi dell’esercizio 2007 ammontano ad Euro 21 418 748 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 promozione e la pubblicità, 20%; Certificazione 26% (24%) 2.1 Formazione Durante il 2007 la Divisione “Formazione” ha migliorato i risultati conseguiti nel 2006 sia per le attività teoriche che per quelle pratiche. Relativamente alla “Formazione teorica”, in particolare: • l’Area “Formazione teorica in saldatura” ha ripetuto i positivi risultati del 2006, suddividendo le proprie risorse tra i corsi di qualificazione per Figure Professionali secondo le Linee Guida dell’IIW / EWF ed attività di carattere aziendale; circa i primi, si segnala un corso per IWI al livello Basic svolto presso il polo petrolchimico di Yanbu (SAR) ed i contatti, ormai in stadio avanzato, per lo svolgimento di un corso per IWE ad Izmir (TR); • l’Area “Formazione nelle prove non distruttive” ha incrementato in modo significativo i risultati dell’anno pre- Promozione Normazione 2% (2%) Formazione 12% (13%) Diagnostica e controlli non distruttivi 22% (22%) Laboratorio 5% (7%) cedente, con riferimento ai metodi di controllo più diffusi, e rivisto l’articolazione delle proprie proposte per il 2008 secondo una nuova e più flessibile struttura modulare; • l’Area “Formazione nella saldatura delle materie plastiche” ha incrementato, seppure in entità modesta, i risultati del 2006, mantenendo la norma UNI 9737 come il proprio “core business” nei corsi di qualificazione per saldatori; • l’Area “Formazione in microsaldatura” ha incrementato in modo significativo i risultati dell’esercizio precedente, con forte prevalenza delle attività inerenti le specifiche dell’ESA e le procedure dell’IPC. Da rilevare anche lo svolgimento di significative attività nel comparto dei circuiti stampati. Relativamente alla “Formazione pratica in saldatura” è stata rilevata una ripresa significativa rispetto ai risultati non sempre brillanti conseguiti negli anni precedenti. Tra le altre, possono essere segnalate le attività di formazione pratica, per conto di prestigiose case automobilistiche, del personale operante presso le carrozzerie autorizzate. 2.2 Laboratorio Nel corso del 2007 il “Laboratorio” dell’Istituto ha proseguito e consolidato l’attività nei settori tradizionalmente di suo interesse. Per quanto concerne la * Ricerca e Processi speciali 1% (1%) Ingegneria 6% (5%) Assistenza Tecnica 26% (26%) Le percentuali tra parentesi si riferiscono all’anno precedente. Relazione sull’attività svolta dall’Istituto nel 2007, Bilancio 2007 e previsioni per il 2008 (punti 1÷4), Nota Integrativa 2007 (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 29 Aprile 2008. Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2008 327 Relazione della Presidenza sulla gestione dell’Istituto nel 2007 e previsioni per il 2008 conduzione delle prove non distruttive, meccaniche e metallografiche, volte a sostenere la certificazione delle procedure e dei saldatori nel campo delle giunzioni saldate metalliche e in polietilene, l’impegno del Laboratorio è stato mantenuto sostanzialmente ai livelli dell’anno precedente. Una più significativa crescita di attività è stata riscontrata per le indagini di avaria su componenti meccanici (apparecchi di sollevamento, parti di motore e componenti d’impianto soggetti a corrosione) e, soprattutto, nel settore che attiene alla verifica di affidabilità dei circuiti elettronici impiegati in condizioni di particolare cimento termico e meccanico. È opportuno citare, inoltre, l’impegno in attività di caratterizzazione meccanica non convenzionale di giunti saldati, già utilizzati in servizio o destinati ad impieghi particolarmente critici, realizzate mediante lo svolgimento di prove di meccanica della frattura e misure di resistenza allo scorrimento viscoso. Al fine di dedicare adeguata attenzione a questi delicati settori, è stata introdotta nell’organizzazione del Laboratorio una specifica area tecnica, denominata “Sviluppo tecnologico”. Infine è opportuno sottolineare che si stanno impegnando risorse economiche non insignificanti per l’ammodernamento del parco macchine di prova e di analisi, in sintonia con le maggiori necessità di rispondere a requisiti di sicurezza e di economicità dei servizi. 2.3 Ricerche Nell’anno 2007 è terminato lo svolgimento del progetto europeo HIPROTIG di durata triennale, che aveva come obiettivo quello di realizzare un impianto prototipo di saldatura TIG ad elevata produttività. È proseguito invece lo svolgimento del progetto ECONWELD, anch’esso di durata triennale, che aveva l’obiettivo di realizzare attrezzature di tipo ergonomico ed ecologico per saldatura. Per quanto riguarda i progetti europei finanziati relativi alla formazione professionale, è terminato il progetto RAILSAFE, rivolto alla definizione dei programmi di addestramento e delle modalità di certificazione del personale addetto alle operazioni di saldatura delle rotaie ferroviarie. Nel corso del 2007 ha avuto infine inizio anche un altro progetto denominato 328 Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2008 HAMSTER che ha l’obiettivo di realizzare un corso utilizzando tecniche e supporti didattici avanzati per la formazione degli istruttori per la saldatura delle materie plastiche, nonché l’approntamento di una banca di pezzi campione, unificata a livello europeo, per l’esame pratico dei saldatori. Infine la struttura, creata nella seconda metà del 2005, denominata “Processi Speciali di Saldatura” ha svolto una significativa attività di ricerca tecnologica applicata nel campo dei processi di giunzione più moderni e innovativi, dedicandosi soprattutto a studi di fattibilità, messa a punto di processi di giunzione, studi di ottimizzazione relativi a qualità, economia, produttività, spesso in collaborazione con Partner nazionali ed internazionali. A seguito di ciò, sono state presentate numerose pubblicazioni a carattere scientifico - tecnologico in congressi e seminari. 2.4 Manifestazioni Tecniche e Pubblicazioni Il 2007 è stato largamente dedicato all’organizzazione ed allo svolgimento della quarta edizione delle “Giornate Nazionali della Saldatura - GNS4” svoltasi a Genova il 25 e 26 Ottobre 2007, che ha visto la partecipazione di 756 partecipanti, e conclusasi con un lusinghiero successo. Parallelamente è proseguita anche la consueta attività convegnistica dell’Istituto che ha portato alla realizzazione di una decina fra convegni e seminari su temi di grande interesse. Non sono infine mancate le collaborazioni a manifestazioni organizzate da altre organizzazioni, fra cui SALDAT 2007 organizzata da ANASTA, realizzate con l’effettuazione di corsi e con la presentazione di memorie preparate da Funzionari IIS. Per quanto concerne le Pubblicazioni, la Rivista Italiana della Saldatura ha aumentato il numero degli abbonamenti rispetto allo scorso anno ed ha incrementato le quote di inserzionisti. Nei 6 numeri del 2007 sono stati pubblicati 48 articoli tecnico-scientifici nonché 40 rubriche d’informazione. Nel corso del 2007 sono stati inseriti a catalogo due nuove pubblicazioni sotto forma di “Technical Report” dal titolo “La saldatura dei tondi di rinforzo in acciaio (steel reinforcing bars)“ e “Basi operative per la saldatura ad arco”. 2.5 Normazione e Studi La “Commissione Saldature” dell’UNI, la cui Segreteria e Presidenza sono affidate all’Istituto, ha svolto nel 2007 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 600 documenti), all’espletamento delle azioni per la definizione del voto nazionale sulle proposte di norma EN ed ISO (circa 40) e all’adempimento dell’iter di recepimento delle norme europee emesse (circa 35). Per quanto riguarda le attività di normazione nazionale, è proseguita la revisione delle norme riguardanti la saldatura delle materie plastiche, elaborate dalla Sottocommissione mista Saldature/Uniplast, sulla base anche delle nuove normative europee sull’argomento recentemente emesse dal CEN e dall’ISO. Per quanto concerne 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”. Nell’ambito dell’European Welding Federation (EWF), è proseguita l’attività del Gruppo di lavoro “Q-E-H&S” presieduto dall’Istituto, con la preparazione della Linea Guida relativa al “Risk Management in Welding Fabrication”. È da segnalare infine la partecipazione di funzionari dell’Istituto all’Assemblea Annuale dell’International Institute of Welding (IIW), svoltasi dall’1 all’8 Luglio 2007 a Dubrovnik (Croazia). Nell’ambito dell’IIW all’Istituto è affidata la Presidenza della Commissione VIII “Health, safety and environment”. 2.6 Certificazione Il 2007 si è concluso, per quanto riguarda la Divisione “Certificazione”, con un miglioramento complessivo. Nel corso dell’anno la Divisione ha inoltre proseguito la politica di investimento e sviluppo dei servizi offerti. Nell’ambito della “Certificazione dei Sistemi Qualità” è stata mantenuta la tendenza di crescita degli anni precedenti per quanto concerne le certificazioni secondo UNI EN ISO 9001, UNI EN ISO 14001 e UNI EN ISO 3834, svolte nell’ambito degli accreditamenti concessi dal SINCERT. Relazione della Presidenza sulla gestione dell’Istituto nel 2007 e previsioni per il 2008 La “Certificazione di Prodotti” ha incrementato in modo significativo i volumi di attività dell’anno precedente a fronte delle Direttive 97/23/CE (PED), 94/9/CE (ATEX), 99/36/CE (TPED), nel contesto del Consorzio Europeo Certificazione (CEC), e con riferimento alle approvazioni quale Entità Terza Autorizzata. Sono state ampliate le attività di servizio integrato nei confronti dei grandi Utilizzatori di impianti industriali, specie per le applicazioni riguardanti l’art. 10 (deroghe alle frequenze delle verifiche periodiche) e l’art. 16 (denuncia tubazioni) del DM n. 329/2004. Nel 2007 si è invertito il “trend” tendenzialmente negativo che aveva caratterizzato gli anni precedenti circa l’attività di “Certificazione delle Procedure di Saldatura” e “Certificazione degli Attraversamenti Ferroviari”. Nell’ambito della “Certificazione del Personale”, è stato consolidato l’andamento positivo degli anni precedenti sia nel campo della saldatura che dei controlli non distruttivi, avviando anche interessanti iniziative all’estero. 2.7 Ingegneria Nel 2007 la Divisione “Ingegneria” ha fatto registrare un incremento sostanziale del volume di attività a cui si è fatto fronte con un incremento del personale in forza alla Divisione, consolidando la caratterizzazione di alto profilo tecnico dei servizi proposti. Le richieste da parte dei clienti hanno subito un notevole impulso anche sulla scorta delle novità introdotte da recenti disposizioni legislative. Pertanto 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, degli studi di Fitness For Service, è stato mantenuto a livelli considerevoli. In particolare sono da segnalare: • incarichi relativi a studi di affidabilità dei sistemi di protezione e sicurezza degli impianti che hanno consentito di ottenere importanti deroghe sugli intervalli di verifica periodica, a cui sono assoggettati i componenti degli impianti; • incarichi relativi ad analisi di idoneità al servizio di componenti a pressione di nuova costruzione interessati dalla presenza di anomalie di progetto o di costruzione. Sebbene gli sforzi siano costantemente indirizzati verso la specializzazione dei servizi forniti (sono state potenziate le competenze della Divisione nelle discipline tecniche della corrosione, dell’analisi strutturale dei sistemi di tubazioni, dei sistemi di sicurezza, dei processi industriali) le richieste dei clienti sono state indirizzate anche verso servizi di profilo tecnico inferiore; ciò potrà richiedere a breve alcune variazioni di indirizzo soprattutto per quanto concerne il ricorso a subfornitori qualificati. 2.8 Assistenza Tecnica in Saldatura Nel corso del 2007 è proseguito in maniera costante l’impegno della Divisione “Assistenza Tecnica in Saldatura” con un notevole incremento rispetto ai buoni risultati del 2006. Nel settore della “Caldareria” è stata seguita, tra l’altro, la costruzione di reattori in 2 ¼ Cr-1 Mo-¼ V, colonne e scambiatori per l’industria chimica e petrolchimica e sono stati eseguiti ispezioni e collaudi per la costruzione di colonne integrali in ghisa grigia e del sistema di uscita di un forno a idrogeno in leghe di nichel per impieghi ad alta temperatura. Sono proseguiti i lavori di assistenza e sorveglianza in cantiere presso i principali impianti petrolchimici italiani e presso alcune centrali di cogenerazione per la produzione di energia. In questo contesto sono stati messi a punto vari procedimenti di saldatura tra cui la saldatura ad arco sommerso con tecnica “narrow gap” con materiale d’apporto in lega di nichel. Nel settore della “Carpenteria” è proseguita senza soluzione di continuità la tradizionale assistenza alla costruzione in officina ed in cantiere di ponti e viadotti stradali e ferroviari presso tutti i principali Costruttori. Sono stati effettuati interventi di ispezione in servizio su un importante viadotto autostradale e sono continuate la attività di assistenza e supervisione alla realizzazione in officina e in sito del Sardinia Radio Telescope. Per quanto riguarda i lavori all’estero, Ispettori dell’Istituto sono intervenuti per la sorveglianza alla costruzione di impianti di dissalazione negli Emirati Arabi e in Qatar, di un altoforno in India e di altri manufatti saldati in Arabia Saudita, Egitto, Francia, Germania, Cina, Venezuela. 2.9 Diagnostica e Controlli non Distruttivi Nel 2007, l’attività della Divisione “Diagnostica e Controlli non Distruttivi” è proseguita in modo soddisfacente. Numerose sono state le fermate generali di impianti di raffineria e del settore petrolchimico alle quali l’Istituto ha partecipato con propri Ispettori, spesso in numero elevato. Nel corso dell’anno si è ulteriormente sviluppato il lavoro svolto nel settore dei depositi per lo stoccaggio di prodotti petroliferi, per attività di consulenza, assistenza ai lavori di manutenzione meccanica e di verniciatura. In questo settore, si è implementato il numero di committenti, nazionali e multinazionali, che hanno richiesto l’intervento di personale dell’Istituto, a testimonianza di un crescente interesse per i servizi proposti; in particolare, si segnalano le attività di ispezione svolte per una primaria società di raffinazione internazionale nei suoi depositi in Grecia e nelle isole Canarie (Spagna). Notevole è stato anche l’impegno della Divisione nel campo delle ispezioni di tubazioni fuori terra mediante il sistema automatico ad onde guidate Wavemaker. Tra le altre attività svolte dalla Divisione sono da menzionare le campagne di ispezione su apparecchi soggetti a rischio di danneggiamento da H 2 S umido e i controlli effettuati per la ricerca di danneggiamenti per attacco da idrogeno a caldo, utilizzando tecniche di indagine e procedure specificatamente messe a punto dall’Istituto sulla base di esperienze internazionali. Nel 2007 è proseguita l’attività di assistenza alla posa di metanodotti per conto di importanti società nazionali e sono notevolmente aumentati gli interventi di ispezione pre-servizio su nuovi componenti di impianto (reattori, scambiatori, colonne, ecc.). 3. Bilancio e personale Le poste dello Stato Patrimoniale e del Conto Economico sono commentate, ai sensi dell’art. 2427 c.c., nella Nota Integrativa al Bilancio. Il valore della produzione dell’esercizio 2007 ammonta a Euro 21 418 748 e i relativi costi ad Euro 19 637 609 generando un avanzo di Euro 1 781 139 che a Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2008 329 Relazione della Presidenza sulla gestione dell’Istituto nel 2007 e previsioni per il 2008 confronto con l’esercizio precedente evidenzia un incremento di Euro 18 456 nella differenza tra valore e costi della produzione. I crediti verso Clienti ammontano ad Euro 10 541 108 e comprendono Euro 2 945 562 di ricavi per fatture da emettere al 31/12/2007. I debiti, che in totale ammontano ad Euro 5 342 963, comprendono Euro 1 709 229 di debiti verso Fornitori. Nell’anno 2007 l’Istituto ha investito in immobilizzazioni materiali per Euro 1 880 207 suddivise come segue: Euro 358 569 in immobili (per Euro 312 644 l’ufficio regionale della Lombardia sito in Legnano (MI) incluso oneri accessori di diretta imputazione e per Euro 45 925 costruzioni leggere per la sede di Genova e per il cantiere di Priolo Gargallo (SR), Euro 1 030 295 per impianti, macchinari e attrezzature, Euro 267 872 per automezzi, Euro 223 471 per attrezzature informatiche ed arredi ed Euro 60 800 per beni immateriali (software). Le dismissioni di cespiti ammontano ad Euro 76 058 e riguardano automezzi per Euro 36 991 e macchine da ufficio per Euro 39 067. 330 Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2008 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 192 560 - ANCCP srl: Euro 7 201- RTM Spa: Euro 4 128 - Laboratorio T.O.S.I. srl: Euro 1 620 mentre i saldi a debito sono i seguenti: Laboratorio T.O.S.I. srl: Euro 30 273 rappresentativo di prestazioni di servizi. Le imposte dell’esercizio sono state calcolate in Euro 824 482 per I.RE.S. corrente ed in Euro 102 805 per I.RE.S. anticipata (totale I.RE.S. di competenza dell’esercizio 2007 a conto economico Euro 927 287) ed in Euro 532 123 per I.R.A.P. corrente oltre ad Euro 2 281 per I.R.A.P. anticipata (totale I.R.A.P. di competenza dell’esercizio 2007 a conto economico Euro 534 404). L’organico dell’Istituto al 31 Dicembre 2007 contava 206 dipendenti fra cui 52 laureati e 85 diplomati. In base al punto 26 del Disciplinare Tecnico (all. b al DLgs 196/2003), si informa che in data 26/03/2008 si è provveduto all’aggiornamento (Rev. 3) del Documento Programmatico sulla Si- curezza adottato dall’Istituto Italiano della Saldatura ai sensi e per gli effetti del titolo V, capo II, art. 34 del DLgs 30/06/2003 N. 196. Si propone ai Sigg.ri Associati di approvare il Bilancio dell’esercizio 2007 e di destinare l’utile netto dell’esercizio, pari ad Euro 808 946, ad incremento dell’Attività Netta. 4. Previsioni per il 2008 Nel 2008 è previsto, anche sulla base dei risultati conseguiti nel primo trimestre, un buon livello di attività. Ai Sig.ri Associati si propone per approvazione il seguente preventivo per l’anno 2008: • Valore della produzione Euro 22 500 000 • Costi della produzione Euro 20 600 000 • Proventi finanziari al netto degli oneri Euro500 000 • Risultato prima delle imposte Euro 2 400 000 Fino alla data odierna, non si sono verificati fatti di rilievo che possano influire sull’andamento dell’Istituto. Relazione della Presidenza sulla gestione dell’Istituto nel 2007 e previsioni per il 2008 BILANCIO 2007 S TAT O PAT R I M O N I A L E Parziali 2007 Esercizio 2007 Parziali 2006 Esercizio 2006 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 59 886 59 886 4 116 782 279 231 213 511 144 325 2 437 541 3 266 783 TOTALE IMMOBILIZZAZIONI (B) C) 4 116 782 1 334 974 1 363 492 742 5 945 861 144 325 5 704 324 5 848 649 63 767 63 767 3 953 267 75 831 168 892 127 667 38 836 5 581 829 3 953 267 885 689 3 850 244 723 5 087 529 127 667 5 620 665 5 748 332 11 854 396 10 899 628 244 714 10 247 254 961 182 541 11 028 193 569 ATTIVO CIRCOLANTE 03 04 01 04-bis 04-ter 05 01 03 I Rimanenze 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 10 541 108 10 541 108 7 923 994 7 923 994 1 318 250 321 844 1 640 094 1 193 095 321 844 1 514 939 1 820 513 134 514 954 2 066 617 974 620 040 426 189 626 948 IV Disponibilità liquide Depositi bancari e postali Denaro e valori in cassa Totale disponibilità liquide TOTALE ATTIVO CIRCOLANTE (C) D) 1 053 137 13 749 293 336 326 142 592 478 918 10 537 891 2 924 298 6 021 2 930 319 4 860 392 4 942 4 865 334 16 934 573 15 596 794 RATEI E RISCONTI D2 Risconti attivi TOTALE RATEI E RISCONTI (D) TOTALE ATTIVO 19 878 13 554 19 878 13 554 28 808 847 26 509 976 Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2008 331 Relazione della Presidenza sulla gestione dell’Istituto nel 2007 e previsioni per il 2008 S TAT O PAT R I M O N I A L E Parziali 2007 Esercizio 2007 Parziali 2006 Esercizio 2006 PA S S I V O A) PATRIMONIO NETTO I Capitale (Attività netta) 13 464 757 12 631 954 III Riserva di rivalutazione 1 908 004 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 2 511 757 808 946 832 803 18 693 464 17 884 518 Per imposte Altri 65 612 1 160 103 65 612 1 160 103 TOTALE FONDI PER RISCHI ED ONERI (B) 1 225 715 1 225 715 C) TRATTAMENTO FINE RAPPORTO LAVORO 3 533 218 3 329 611 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 90 510 90 510 93 617 93 617 1 709 229 1 709 229 1 037 344 1 037 344 1 772 274 1 772 274 1 636 548 1 636 548 487 436 487 436 385 619 385 619 1 283 514 1 283 514 903 413 903 413 TOTALE DEBITI (D) E) 5 342 963 4 056 541 RATEI E RISCONTI E2 Risconti passivi TOTALE RATEI E RISCONTI (E) TOTALE PASSIVO E PATRIMONIO NETTO 332 Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2008 13 487 13 591 13 487 13 591 28 808 847 26 509 976 Relazione della Presidenza sulla gestione dell’Istituto nel 2007 e previsioni per il 2008 CONTO ECONOMICO A) Parziali 2007 Esercizio 2007 Parziali 2006 Esercizio 2006 VALORE DELLA PRODUZIONE 01 02 03 05 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 21 288 199 - 781 62 173 69 157 TOTALE VALORE DELLA PRODUZIONE (A) B) 69 157 17 782 548 - 10 764 80 858 202 552 202 552 21 418 748 18 055 194 660 534 4 365 631 35 801 534 421 3 087 913 52 721 COSTI DELLA PRODUZIONE 06 07 08 09 10 14 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 Oneri diversi di gestione 9 501 140 2 326 356 598 573 280 713 64 681 1 021 875 151 955 TOTALE COSTI DELLA PRODUZIONE (B) A-B DIFFERENZA VALORE/COSTI PRODUZIONE C) 12 706 782 1 238 511 630 350 8 263 521 1 942 207 518 680 284 493 69 561 931 815 93 795 11 008 901 1 095 171 513 384 19 637 609 16 292 511 1 781 139 1 762 683 PROVENTI ED ONERI FINANZIARI 16 17 Altri proventi finanziari d.4 proventi diversi: da altri Interessi ed altri oneri finanziari 17.4 da altri 494 784 494 784 411 148 411 148 15 365 15 365 17 801 17 801 TOTALE PROVENTI E ONERI FINANZIARI (C) E) 479 419 393 347 6 075 5 111 2 965 19 751 1 107 8 678 465 10 079 13 573 2 270 637 2 169 603 PROVENTI ED ONERI STRAORDINARI 20 21 Proventi 20.1 plusvalenze da alienazione cespiti 20.3 sopravvenienze attive Oneri 21.1 minusvalenze da alienazione cespiti 21.3 sopravvenienze passive TOTALE PARTITE STRAORDINARIE (E) RISULTATO PRIMA DELLE IMPOSTE 22 23 Imposte sul reddito dell’esercizio, correnti differite ed anticipate UTILE DELL’ESERCIZIO 1 356 605 105 086 1 461 691 808 946 1 315 779 21 021 1 336 800 832 803 Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2008 333 Relazione della Presidenza sulla gestione dell’Istituto nel 2007 e previsioni per il 2008 5. Nota integrativa Il Bilancio relativo all’esercizio 2007, 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 2007 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 2007 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; 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; 334 Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2008 - 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 della attività aziendale e tenendo 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. 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 immobili strumentali, rivalutati di Euro 152 871 in base alla legge 413/91 e di Euro 1 908 004 oltre ad Euro 228 960 per imposta sostitutiva al 12%, in base alla Legge 266/2005. La rivalutazione totale iscritta a bilancio al 31/12/2007 è pertanto pari ad Euro 2 289 835. Ai sensi del D.L. 223/2006 (convertito nella L. 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 fi- scalmente consentite; sono stati inoltre contabilizzati ammortamenti anticipati per Euro 303 011. 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 2007 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 consorzi, 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 2007. Rimanenze Sono costituite principalmente dai lavori in corso su ordinazione che si riferiscono a servizi non aventi natura ultra annuale, valutati sulla base delle spese sostenute nell’esercizio. Per quanto riguarda le rimanenze di prodotti finiti e merci sono rappresentate da pubblicazioni e supporti multi-mediali valutate all’ultimo costo d’acquisto. Relazione della Presidenza sulla gestione dell’Istituto nel 2007 e previsioni per il 2008 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. Lo stanziamento dei suddetti fondi (ivi compreso il fondo tassato) è stato determinato al fine di iscrivere i crediti secondo il loro valore presumibile di realizzazione e ciò tenuto conto della stima prudenziale sulla solvibilità dei debitori. Sul fondo svalutazione tassato è stata calcolata l’IRES anticipata. I crediti verso clienti includono Euro 2 945 562 per ricavi da fatturare al 31/12/2007. Poste numerarie e di patrimonio netto Sono valutate al valore nominale. Fondi per rischi La voce accoglie il fondo rischi diversi stanziato in anni precedenti al fine di fronteggiare eventuali oneri imprevisti derivanti da responsabilità civile professionale. Su detto fondo sono state calcolate le imposte anticipate. Trattamento di fine rapporto È stato calcolato secondo quanto previsto dall’art. 2120 c.c. e rappresenta il debito certo maturato nei confronti dei lavoratori dipendenti alla data di chiusura dell’esercizio. Debiti Sono valutati al valore nominale. In tale voce sono accolte passività certe e deter- Descrizione 31.12.2006 INCREMENTI minate, 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 sottostanti. AMMORTAM. 31.12.2007 B) Immobilizzazioni I - Immobilizzazioni immateriali 03. Software Voci dello Stato Patrimoniale Costo storico al 31/12/06 63 767 Fondo Ammort.to al 31/12/06 Valore contabile al 01/01/07 60 800 Acquisti 2007 Ammort. ordinario 2007 64 681 Ammort. Anticipato 2007 Dismiss. 2007 59 886 Util. Fondo 2007 Valore a Bilancio 31/12/07 Immobili strumentali (1) 6 155 578 2 202 311 3 953 267 358 569 192 108 2 946 0 0 4 116 782 Impianti e macchinari 6 329 471 5 443 782 885 689 1 023 010 341 530 232 195 0 0 1 334 974 Attrezzature ind/comm. Automezzi Mobili e macch. ufficio Totali 99 925 96 075 3 850 7 285 9 405 367 0 0 1 363 814 504 738 673 75 831 267 872 64 472 0 36 991 36 991 279 231 1 468 324 1 299 432 168 892 223 471 111 349 67 503 39 067 39 067 213 511 14 867 802 9 780 273 5 087 529 1 880 207 718 864 303 011 76 058 76 058 5 945 861 (1) La voce Immobili strumentali include: Rivalutazioni (per Euro 2 289 835) ai sensi delle leggi: L. 413/1991 per Euro 152 871 L. 266/2005 per Euro 1 908 004 oltre ad Euro 228 960 per imposta sostitutiva al 12% 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 31.12.2006 31.12.2007 INCREMENTI DECREMENTI 127 667 18 000 1 342 144 325 02. Crediti d.1 verso altri esigibili entro l’esercizio successivo Prestiti a dipendenti Polizza a capitalizzazione Fondiaria SAI Immobilizzazioni finanziarie 38 836 38 836 0 0 2 473 846 37 770 2 389 613 46 463 75 141 38 836 0 36 305 2 437 541 37 770 2 389 613 10 158 d.2 verso altri esigibili oltre l’esercizio successivo Polizza a capitalizzazione Polizza cumulativa dipendenti Depositi cauzionali Immobilizzazioni finanziarie Prestiti a dipendenti 5 581 829 3 400 642 2 075 379 4 291 46 120 55 397 156 293 47 404 79 554 0 0 29 335 2 471 339 2 291 645 77 610 0 46 120 55 964 3 266 783 1 156 401 2 077 323 4 291 0 28 768 B) Immobilizzazioni III - Immobilizzazioni finanziarie 01. Partecipazioni in: c) altre imprese Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2008 335 Relazione della Presidenza sulla gestione dell’Istituto nel 2007 e previsioni per il 2008 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 2007 non presenta costi capitalizzati di impianto, di ampliamento, di ricerca, di sviluppo e di pubblicità. 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. Descrizione 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 2007 nelle voci dell’attivo patrimoniale diverse dalle immobilizzazioni, nonché del passivo. Esse sono riportate nel prospetto sottostante. 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 2007. 31.12 .2006 INCREMENTI In dettaglio: • Euro 360 628, relativi al cosiddetto TFR inoptato, sono stati trasferiti al fondo tesoreria dell’INPS stante il numero di dipendenti dell’Istituto che risulta superiore alle 50 unità. • Euro 69 260 sono stati canalizzati presso altri Enti quali Previndai Fondo Pensione (per i dirigenti), banche e compagnie di assicurazione in ossequio alle disposizioni ricevute dai dipendenti sottoscrittori di piani individuali pensionistici. DECREMENTI 31.12 .2007 C) Attivo circolante I - Rimanenze 03. Lavori in corso su ordinazione 04. Prodotti finiti e merci 182 541 11 028 244 714 10 247 182 541 11 028 244 714 10 247 7 923 994 27 774 391 25 157 277 10 541 108 1 193 095 321 844 1 318 256 0 1 193 101 0 1 318 250 321 844 2 066 617 974 0 0 246 104 840 1 820 513 134 336 326 142 592 536 398 512 406 446 535 28 050 426 189 626 948 4 860 392 4 942 28 142 023 464 592 30 078 117 463 513 2 924 298 6 021 13 554 19 878 13 554 19 878 12 631 954 1 908 004 832 803 0 0 0 13 464 757 1 908 004 807 449 1 704 308 832 803 0 0 808 946 0 0 832 803 807 449 1 704 308 808 946 B) Fondi per rischi ed oneri 02. Per imposte 03. Altri 65 612 1 160 103 0 0 0 0 65 612 1 160 103 C) Trattamento fine rapporto lavoro 3 329 611 598 576 394 969 3 533 218 93 617 285 384 288 491 90 510 1 037 344 8 385 695 7 713 810 1 709 229 1 636 548 7 350 805 7 215 079 1 772 274 385 619 512 577 410 760 487 436 903 413 1 033 605 653 504 1 283 514 13 591 11 903 12 007 13 487 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 5.1 esigibili oltre l’esercizio successivo IV - Disponibilità liquide 01. Depositi bancari e postali 02. Denaro e valori in cassa D) Ratei e risconti D2. Risconti attivi 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 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 336 Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2008 Relazione della Presidenza sulla gestione dell’Istituto nel 2007 e previsioni per il 2008 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. 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 • • • • • • • 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 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. Euro Euro Euro 61 975 13 689 1 033 Euro Euro Euro 4 960 44 668 3 000 Euro 15 000 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 2007. 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 17 245 1 633 1 000 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 3 309 6 934 3 244 I - Capitale sociale (Attività netta) Euro 13 464 757 III - Riserve da rivalutazione Euro 1 908 004 VII - Altre riserve: Riserva in sospensione di imposta (D.L. n. 429/82) Fondo studi e ricerche Fondo attrezzatura laboratorio Euro Euro Euro In merito alla composizione della voce B.03 “altri fondi”, si precisa che questa è interamente costituita dal fondo rischi diversi la cui consistenza è rimasta invariata rispetto al Bilancio dell’esercizio precedente. 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: 807 449 981 268 723 040 Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2008 337 Relazione della Presidenza sulla gestione dell’Istituto nel 2007 e previsioni per il 2008 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): • • • 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. • Formazione Euro 2 437 266 • Certificazione Euro 5 630 928 % • Laboratorio Euro 1 072 230 • Processi speciali Euro 100 261 • Ricerca Euro 36 840 • Servizi industriali Euro 11 568 083 • Promozione e Normazione Anno 2005 Da Euro 10 298 226 ad Euro 11 868 411 (Euro 1 570 185 per utili es. 2004); 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). 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 e le minusvalenze sono state generate dalla alienazione di automezzi e macchine da ufficio. Le sopravvenienze attive comprendono proventi non previsti negli esercizi precedenti oltre al recupero di crediti ritenuti inesigibili. Voci 11.4 % 26.3 5.0 % 0.5 % 0.2 % 54.2 % Per quanto riguarda la ripartizione su base territoriale dei ricavi, non si ritiene significativa la quota realizzata all’e5.11 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 11 595 ed agli interessi di mora di cui al D.L. 231/2002 (che sono maturati nei confronti dei fornitori di beni e servizi alla data del 31 Dicembre 2007) per Euro 3 770. 338 Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2008 2006 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 1 278 1 301 1 530 1 438 1 529 1 160 103 65 612 1 301 1 530 1 438 1 529 2009 1 530 1 438 1 529 2010 1 438 1 529 2011 Rappresentanza e omaggi: Anno 2002 1 291 Anno 2003 1 278 Anno 2004 1 301 Anno 2005 1 529 Anno 2006 1 437 Fondo rischi diversi 1 160 103 Fondo imposte 65 612 Fondo svalutazione crediti 326 839 Fondo amm. immob. L.266/05 128 218 228 446 192 327 1 653 564 454 730 55 580 5 798 1 594 226 4 497 1 237 175 2 967 816 116 510 310 1 820 1 412 932 1 278 1 301 1 530 1 438 Totale 1 278 2 602 4 590 5 742 1 529 7 645 1 160 103 65 612 192 327 Totale al 31/12/2007 Totale al 31/12/2006 Differenza 2007/2006 IRES Differenza 2007/2006 IRAP Differenza 2007/2006 Totale 2008 228 446 Totale IRES 27.5% IRAP 3.9% Totale IRES 33% IRAP 4.25% 2007 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 sotto). 1 301 1 530 1 438 1 530 1 438 1 438 1 529 1 668 355 421 458 798 59 56 156 480 514 954 1 291 2 556 3 903 6 119 7 189 1 160 103 65 612 326 839 128 218 1 687 608 556 911 57 833 5 547 1 830 236 4 269 1 409 181 2 968 979 126 1 438 474 61 1 701 830 561 603 58 437 614 744 2 066 1 590 1 105 535 620 040 - 102 805 - 2 281 - 105 086 Relazione della Presidenza sulla gestione dell’Istituto nel 2007 e previsioni per il 2008 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 199 suddivisi in: Dirigenti 10 Impiegati 189 5.16 Compensi corrisposti ad amministratori e sindaci (Art. 2427 C.1 N.16) I compensi agli Amministratori (Presidente) sono stati determinati da delibera assunta dall’Assemblea degli Associati, come in appresso: • Amministratori • Collegio Sindaci Euro 15 500 Euro 23 526 Detti compensi sono stati corrisposti entro l’anno 2007. I compensi ai Revisori dei Conti sono stati determinati in accordo alle tariffe professionali. 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. Rendiconto finanziario 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. Esercizio 2007 Esercizio 2006 Fonti di finanziamento Liquidità generata dalla gestione reddituale dell'esercizio: Risultato d'esercizio 808 946 832 803 64 681 1 021 875 69 561 931 815 45 055 - 61 392 - 2 617 114 -125 156 105 086 -574 219 - 6 324 - 3 107 671 885 135 726 101 817 380 101 - 104 0 - 609 - 70 094 - 1 009 718 216 398 21 021 - 305 095 1 435 42 384 154 491 - 5 056 38 365 137 246 - 3 054 - 232 598 573 -394 966 518 681 - 321 787 0 8 678 151 364 1 257 233 Acquisizione Immobilizzazioni immateriali Acquisizione Immobilizzazioni materiali Imposta sostitutiva sui cespiti rivalutati - 60 800 - 1 880 207 - 58 059 - 827 723 0 Totale impieghi di liquidità - 1 941 007 - 885 782 - 1 789 643 371 451 8 265 976 6 476 333 7 894 525 8 265 976 - 1 789 643 371 451 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 Fondo trattamento di fine rapporto Accantonamento Utilizzo Valore netto contabile delle immobilizzazioni materiali cedute Totale fonti di liquidità Impieghi di liquidità: Variazione della liquidità Liquidità ad inizio esercizio Liquidità a fine esercizio Variazione della liquidità Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2008 339 Relazione della Presidenza sulla gestione dell’Istituto nel 2007 e previsioni per il 2008 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 2007 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. 6. Relazione del Collegio dei Revisori dei Conti sul Bilancio al 31/12/2007 In virtù del Vostro mandato ed ai sensi dell’art. 2403 C.C. abbiamo vigilato sull’osservanza della Legge, dello Statuto sociale e sul rispetto dei principi di corretta amministrazione partecipando alle riunioni degli organi statutari. Nel corso di tali riunioni abbiamo riscontrato che le azioni deliberate sono conformi alla Legge, allo Statuto e non risultano imprudenti o tali da compromettere l’attività futura dell’Istituto. Nella stesura del Bilancio, costituito dallo Stato Patrimoniale, dal Conto Economico e dalla Nota Integrativa, sono stati osservati i criteri economici di prudenza e competenza previsti dal Codice Civile nella prospettiva della continuazione dell’attività. Il Bilancio evidenzia un utile di Euro 808 946 ed in sintesi indichiamo i seguenti valori: La valutazione degli elementi dell’Attivo e del Passivo, salvo quanto di seguito specificato per gli immobili strumentali, riflette i criteri di valutazione previsti dal Codice Civile e non vi è stata alcuna modifica rispetto all’esercizio precedente. Non si sono rese necessarie deroghe a detti criteri fatta eccezione per gli immobili strumentali rivalutati nel corso dei precedenti esercizi come indicato nella Nota Integrativa. 340 Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2008 Imposte correnti: I.RE.S. corrente I.R.A.P. corrente 824 482 532 123 Totale Imposte correnti 1 356 605 Imposte anticipate-differite 2007 I.RE.S. (utilizzo anticipate) I.R.A.P. (accantonamento anticipate) - 102 805 - 2 281 Totale movimenti imposte anticipate - 105 086 Totale imposte di competenza per l’esercizio 2007 1 461 691 STATO PATRIMONIALE ATTIVO: Immobilizzazioni Attivo circolante Risconti Euro » » 11 854 396 16 934 573 19 878 Totale attivo Euro 28 808 847 13 464 757 4 419 761 808 946 Euro 18 693 464 » » » » 1 225 715 3 533 218 5 342 963 13 487 Euro 28 808 847 Valore della produzione Costi della produzione Proventi e oneri finanziari Proventi e oneri straordinari Euro » » » 21 418 748 19 637 609 479 419 10 079 Risultato prima delle imposte Imposte sul reddito d’Esercizio Euro » 2 270 637 1 461 691 Utile d’Esercizio Euro 808 946 PASSIVO: Patrimonio netto: Capitale (Attività Netta) Riserve Utile d’esercizio Euro » Euro Fondi per rischi ed oneri Trattamento fine rapporto Debiti Risconti Totale Passivo e Patrimonio Netto CONTO ECONOMICO: Relazione della Presidenza sulla gestione dell’Istituto nel 2007 e previsioni per il 2008 Le immobilizzazioni materiali, ad eccezione dei terreni sui quali insistono i fabbricati, sono state ammortizzate a quote costanti con le aliquote in vigore ai fini fiscali. Come evidenziato nella Nota Integrativa, oltre a quelli ordinari sono stati accantonati ammortamenti anticipati per Euro 303 011 a fronte del più intenso utilizzo di alcuni cespiti e della loro rapida obsolescenza tecnologica. Tali ammortamenti, unitamente a quelli ordinari, si ritiene rappresentino il reale deperimento dei beni e la loro effettiva possibilità di utilizzo. Il Fondo trattamento fine rapporto lavoro di Euro 3 533 218 copre quanto spettante a tale titolo ai dipendenti dell’Istituto come previsto dalle vigenti disposizioni. Abbiamo esaminato alcuni aspetti del controllo interno della struttura amministrativa contabile accertandone l’idoneità a rappresentare correttamente i fatti della gestione. Il Bilancio corrisponde alle risultanze dei libri e delle scritture contabili e rappresenta in modo veritiero la situazione patrimoniale ed economica dell’Istituto. Esprimiamo, quindi, parere favorevole alla sua approvazione, nonché alla proposta della Presidenza in merito alla destinazione dell’utile di esercizio. Questo Collegio, giunto alla sua scadenza triennale, rimette il mandato e ringrazia per la fiducia accordata. Il Collegio dei Revisori dei Conti Rag. Franco Trentin Rag. Federico Catanoso Rag. Mario Giorgi Seventh European Congress on Joining Technology Venezia Lido 21- 22 Maggio 2009 L’istituto Italiano della Saldatura (IIS) e l’European Welding Federation (EWF) hanno il piacere di invitare tecnici e ricercatori interessati al mondo della saldatura a partecipare alla manifestazione congiunta EUROJOIN 7 / GNS5 che si terrà il 21 e 22 Maggio 2009 al Lido di Venezia presso il Centro Congressi del Palazzo del Casinò. Durante il Congresso saranno trattati, in Sessioni tecniche parallele e Corsi, i seguenti temi: La saldatura di materiali innovativi • Sviluppi dei processi di saldatura tradizionali ed avanzati • Affidabilità di componenti e di strutture • Gestione della fabbricazione di prodotti saldati • Automazione, robotica, sensoristica • Diagnostica e PND su componenti e strutture saldate • Progettazione delle attrezzature in pressione • Controllo US nei giunti saldati in acciaio inox austenitico e in leghe di Al • Influenza dei gas nella saldatura a filo • Danneggiamento per corrosione nella carpenteria saldata • Metallografia dei giunti saldati • Modalità esecutive dei PWHT di componenti saldati Sono previste, inoltre, una Sessione Poster ed una Esposizione riservata agli Sponsor. Per ulteriori informazioni rivolgersi a: Istituto Italiano della Saldatura – Lungobisagno Istria, 15 -16141 Genova (I) PRN - Area Manifestazioni Tecniche [email protected] - +39 010 8341 386 [email protected] - +39 010 8341 389 [email protected] - +39 010 8341 373 www.gns5-eurojoin7.it Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2008 341 Pubblicazioni IIS - Novità 2008 Taglio termico A seguito dell’armonizzazione a livello internazionale dei percorsi di qualificazione degli “Ingegneri e dei Tecnologi di Saldatura”, meglio identificati, con la terminologia ufficiale, come International Welding Engineer e International Welding Technologist, l’IIS, organismo nazionale autorizzato (sia dall’European Welding Federation che dall’International Institute of Welding) all’implementazione dei corsi per il conseguimento dei suddetti Diplomi di Qualificazione, ha ritenuto opportuno raccogliere gli argomenti delle lezioni dei corsi in una nuova collana di dispense intitolata “Saldatura: aspetti metallurgici e moderne tecnologie di fabbricazione”. I diversi volumi affrontano il complesso tema della saldatura in tutti i suoi aspetti, dalla metallurgia generale e saldabilità delle leghe ferrose e non ferrose ai più recenti ed avanzati processi di giunzione, dando ampi approfondimenti sulle più innovative tendenze tecnologiche e sul comportamento metallurgico di materiali di ultima generazione. Essi rappresentano, quindi, il mezzo didattico più idoneo per la preparazione multidisciplinare del personale addetto al coordinamento delle attività, spesso complesse, di fabbricazione mediante saldatura, ma sono anche un valido strumento per la diffusione della conoscenza tecnico-scientifica nell’ambito di Università, Organizzazioni di ricerca e di tutte le realtà industriali ove si vogliano approfondire tali problematiche. Questo volume, dal titolo: “Taglio termico”, è stato elaborato dagli ingegneri della Divisione Formazione dell’IIS. Indice Capitolo 1. GENERALITÀ. Capitolo 2. OSSITAGLIO: Generalità; Principio di funzionamento; Meccanismo dell’ossitaglio; Tagliabilità dei metalli; Leghe ferrose (acciai); Metalli e leghe non ferrosi; Parametri di funzionamento del processo; Fiamma di riscaldo; Ossigeno di taglio; Apparecchiature e tecniche operative; Ossitaglio manuale; Ossitaglio automatico; Effetti dell'ossitaglio sugli acciai; Processi derivati dall’ossitaglio; Solcatura e scriccatura al cannello; Ossitaglio alla polvere di ferro; Ossitaglio con lancia termica. Capitolo 3.TAGLIO PLASMA: Caratteristiche del plasma e principio di funzionamento del processo; Apparecchiatura; Generatore di corrente;Torce; Sistemi di movimentazione; Consumabili; Elettrodi; Gas di taglio; Qualità di taglio; Applicazioni. Capitolo 4. ALTRI PROCESSI DI TAGLIO CON ARCO ELETTRICO: Solcatura e scriccatura con elettrodo di carbone; Apparecchiatura;Tecnica operativa e parametri; Applicazioni;Taglio con elettrodi rivestiti;Taglio TIG;Taglio ossielettrico. 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 5.TAGLIO LASER: Generalità; Caratteristiche del laser e principio di funzionamento del processo; Apparecchiatura; Generatori del fascio; Sistemi di movimentazione del fascio;Testa di taglio; Gas di taglio;Taglio con gas inerte;Taglio assistito con ossigeno; Principali parametri esecutivi; Parametri del fascio e velocità di taglio; Focalizzazione del fascio; Gas di taglio; Caratteristiche delle superfici tagliate con laser; Applicazioni di taglio laser dei diversi materiali;Taglio degli acciai;Taglio dell’alluminio e delle sue leghe;Taglio delle altre leghe ferrose. 2008, 76 pagine, Codice: 101100, Prezzo: € 48,00 Soci IIS - Membri IIS Club, Prezzo: € 38,40 L’approccio RBI nel contesto delle verifiche periodiche di legge (°) G. Canale * Sommario / Summary Dopo una introduzione sul concetto ingegneristico di “rischio” vengono esaminate le caratteristiche principali di uno studio RBI (Risk Based Inspection). Fra queste vengono evidenziate quelle che rendono, oggi, lo strumento RBI idoneo per garantire una interazione più compiuta fra la programmazione delle ispezioni/manutenzioni e le verifiche periodiche di legge, interazione che si rende necessaria alla luce degli adeguamenti, ma anche delle possibilità introdotte dal D.M. 329, nel recepire anche un approccio basato sulla valutazione del rischio, già introdotto irreversibilmente dalle Direttive Europee Nuovo Approccio. After a short introduction concerning the concept of “risk”, the main features of an RBI study are reviewed. Among them, (°) Memoria presentata al Convegno organizzato da CEC, IIS e UNI “Novità nel settore dell’esercizio e della costruzione delle attrezzature e degli impianti” - Milano, 8 Giugno 2007. * Istituto Italiano della Saldatura - Genova. those which, at present, make the RBI methodology a proper tool to develop the interaction between the inspection planning and periodical legal inspection are dealt with. This interaction is becoming more and more necessary in the light of the opportunities opened by the Decree 329/04 which acknowledges, in the field of periodical legal inspection, the risk based approach already introduced by PED. Keywords: Pressure equipment directive; recommendations; risk-based inspection; risk evaluation. Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2008 343 G. Canale - L’approccio RBI nel contesto delle verifiche periodiche di legge striale, identificando nelle rotture, avarie, perdite, gli eventi dannosi (failures), il concetto ingegneristico di “rischio” è invece rappresentato dal prodotto fra questi due parametri: • la Probabilità (Likelihood of Failure) per la Conseguenza (Consequence of Failure) 1. Il concetto ingegneristico di rischio Quando si parla di rischio si scopre che il significato della parola, così come viene utilizzato nel linguaggio comune, differisce sostanzialmente dal concetto ingegneristico di rischio. Chi ha paura di volare, e pertanto ritiene “molto rischioso” questo modo di viaggiare, valuta i diversi scenari che deriverebbero da una anomalia di funzionamento dell’aeromobile, compresi i più letali, e utilizza questa valutazione per quantificare il livello di rischio a cui si sentirebbe assoggettato in un viaggio aereo. Le statistiche ci dicono che le probabilità di accadimento di un incidente aereo sono enormemente più basse delle probabilità di un incidente grave durante un viaggio in auto, tuttavia questo parametro non viene considerato nella valutazione del rischio da colui che ha paura di volare. In maniera analoga ragiona chi non sale più sulle scale mobili dopo aver appreso dai notiziari che una signora ha fatalmente perso la vita cadendo all’interno degli ingranaggi dopo che il gradino della scala mobile su cui si trovava si era sganciato. In questi casi evidentemente si sovrastimano le probabilità di accadimento. Chi invece conduce normalmente un’auto in maniera incauta ritiene “poco rischioso” guidare in questo modo. In pratica egli ritiene di avere sempre le capacità necessarie per ridurre in qualche modo i danni all’auto o a sé stesso in caso di pericolo. Egli, pertanto, non solo trascura nella valutazione le variabili esterne, ma soprattutto sottostima le conseguenze di un eventuale incidente. Questi due semplici esempi ci fanno capire che il concetto di “rischio”, così come è comunemente inteso, viene spesso confuso con la probabilità di accadimento di un evento negativo oppure con le conseguenze ad esso associate. Nel settore dell’impiantistica indu- 344 Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2008 Rischio = Probabilità X Conseguenza (LOF X COF) In base a ciò, un componente per il quale la probabilità di accadimento di una “failure” è elevata non necessariamente va considerato ad alto rischio se le conseguenze da essa derivanti sono limitate. Viceversa potrà non risultare ad alto rischio un componente per il quale un certo tipo di “failure” avrebbe conseguenze disastrose ma la cui probabilità di accadimento è trascurabile. Quantificando LOF e COF (probabilità e conseguenza) dei diversi eventi la cui occorrenza è potenzialmente prevedibile, è pertanto possibile esprimere una valutazione quantitativa del livello di rischio di un componente. 2. Le prassi ispettive e manutentive, le norme di legge nel settore degli impianti a ciclo continuo Gli impianti industriali a ciclo continuo ed in particolare quelli destinati alla produzione di combustibili o composti chimici, per la pericolosità delle sostanze e delle lavorazioni che li caratterizzano, per la funzione strategica che spesso rivestono e, infine, per i costi estremamente elevati delle fermate (soprattutto di quelle non programmate), sono costantemente assoggettati a procedure ispettive e manutentive volte a mantenere i componenti in condizioni di assolvere in sicurezza la funzione che gli è stata assegnata. Inoltre, questo settore industriale è, da sempre, in tutti i paesi industrializzati, fortemente disciplinato attraverso leggi e regolamenti a carattere cogente. Generalmente gli approcci utilizzati per la definizione delle frequenze e delle modalità di intervento periodico sono basati su procedure messe a punto dagli stessi Utilizzatori tramite le esperienze di gestione e conduzione degli impianti ovvero, nel caso delle prescrizioni di legge, provengono spesso da prescrizioni già presenti nel passato ed elaborate in contesti precedenti o da processi di uniformizzazione fra gli enti deputati al controllo, anche in ambito internazionale. Le Direttive Nuovo Approccio hanno irreversibilmente introdotto fra i criteri di progettazione il concetto ingegneristico di rischio. L’analisi dei rischi costituisce uno dei requisiti essenziali di sicurezza per i componenti di nuova costruzione e molti regolamenti nazionali per le verifiche in esercizio hanno introdotto, a loro volta, il criterio della valutazione del rischio come strumento collegato per la definizione di intervalli o tecniche ispettive alternative a quelle previste da tali regolamenti. L’analisi RBI (Risk Based Inspection) si pone come strumento primario per il raggiungimento di questi scopi, per diverse ragioni che verranno esposte nel seguito. 3. L’analisi RBI (Risk Based Inspection) Che cosa si intende per analisi RBI (Risk Based Inspection)? Un’analisi RBI viene generalmente applicata ad un impianto industriale o ad un’unità di impianto e cioè ad un insieme di apparecchiature e tubazioni che fanno parte di una unità produttiva destinata alla produzione di uno specifico prodotto, utilizzando un determinato processo termico, chimico, ecc. L’analisi si pone l’obiettivo di elaborare delle strategie di ispezione e controllo che consentano di mantenere il livello di rischio di ciascun item dell’unità di appartenenza entro un limite accettabile. L’evento considerato è il rilascio di sostanza per perdita di integrità delle pareti di contenimento. L’analisi si compone di una prima fase di studio del processo e dei meccanismi potenziali di danneggiamento (conseguenti all’interazione fra il prodotto/processo ed il materiale costituente i componenti) a cui sono sottoposti i diversi item. Successivamente vengono presi in considerazione i diversi fattori che hanno diretta influenza sulla probabilità di accadimento: G. Canale - L’approccio RBI nel contesto delle verifiche periodiche di legge possono essere adottate nel frattempo; pertanto il livello di rischio previsto per un certo orizzonte temporale può essere modificato o, più correttamente, “mitigato”. Fra i fattori che consentono di mitigare il livello di rischio, senza dubbio le attività ispettive ed i controlli giocano il ruolo preponderante. È pertanto attraverso la programmazione della strategia di controllo che il livello di rischio dei diversi item dell’unità viene mantenuto entro i limiti di accettabilità (Fig. 3). 4. L’approccio RBI e lo “spirito” delle prescrizioni di legge L’approccio RBI che si fonda sul contenimento, entro valori accettabili, del livello di rischio di rilascio di prodotto o di perdita di integrità delle pareti di contenimento delle membrature a pressione, si configura come strumento di importanza fondamentale mediante il quale supportare la strategia di programmazione delle MTA (Maintenance Turn Around). È altrettanto importante sottolineare che questo criterio di programmazione delle ispezioni risulta particolarmente coerente con i principi fondatori di gran parte delle prescrizioni di legge, ed in particolare delle verifiche di integrità (previste di norma ogni 10 anni), anch’esse ispirate alla verifica della sicu- B C D E 28 Likelihood Category Likelihood Category che la rappresentazione allo stato High Risk Medium-High Risk 5 corrente è possibile ottenere le rappresentazioni del 4 livello di rischio di ciascun item anche 3 per orizzonti temporali predefiniti. È possibile, cioè, ef2 Medium Risk fettuare le cosiddette proiezioni di rischio e valutare il 1 Low Risk livello di rischio che sarà raggiunto A B C D E da un determinato Consequence Category item dopo un tempo stabilito. Figura 1 - Matrice di rischio. È bene precisare • fattori inerenti alla fabbricazione che le proiezioni di rischio non sono (materiali, presenza di placcature, mere estrapolazioni probabilistiche ma trattamenti termici, ecc.) sono basate sulla evoluzione dei mecca• fattori relativi ai fluidi ed al processo nismi progressivi di danneggiamento, (composizione degli stream, temperacosì come sono stati identificati e caratture, pressioni, ecc.) terizzati durante lo studio dell’impianto. • tempo di esercizio Se ad esempio lo studio ha portato a de• storia ispettiva (tipologia e frequenza terminare, per un certo componente, l’edelle ispezioni condotte) sistenza del meccanismo di danneggia• grado di formazione del personale, mento “corrosione generalizzata” e a ecc. stabilire un certo “rateo” di decremento L’analisi prosegue con la valutazione dei dello spessore, nella proiezione questo fattori che hanno influenza sulla “magnirateo viene applicato fino alla data ritudo” delle conseguenze di un rilascio: chiesta per la proiezione. In maniera • infiammabilità/esplosività e stato analoga si agisce per tutti gli altri mecfisico del fluido canismi di danneggiamento identificati. • dimensioni dei gruppi di “inventory” Esiste una differenza fondamentale fra la • efficacia dei sistemi di rilevazione/ situazione allo stato corrente e la situaisolamento/estinzione zione prevista • area geografica ed ubicazione deltramite una proieA l’impianto, ecc. zione futura del Una volta quantificate le probabilità e le rischio: 5 • lo stato corrente conseguenze, per ciascun item viene deè definito da una finito il livello di rischio allo stato corserie di paramerente, cioè nel momento in cui viene 4 tri e fattori che condotta l’analisi. La rappresentazione riguardano il più utilizzata è la rappresentazione su passato dell’umatrice di rischio (Fig. 1). 3 nità e pertanto il Nella matrice di rischio le aree a diverso livello di rischio livello di rischio (Alto, Medio-Alto, allo stato corMedio, Basso) sono caratterizzate da 2 rente non è più colori differenti. Tutti gli item dell’unità modificabile; la analizzata vengono posizionati sulla situazione prematrice di rischio (Fig. 2). 1 vista nel futuro Poiché il tempo è una delle variabili tramite una principali nella definizione della proba8 proiezione di bilità di accadimento (la probabilità, rischio dipende infatti, se tutte le altre condizioni rimaninvece dal tipo gono inalterate, aumenta inesorabildi misure che mente con il trascorrere del tempo), oltre 25 20 57 13 21 28 60 Consequence Category Figura 2 - Esempio di posizionamento degli item nella matrice di rischio. Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2008 345 G. Canale - L’approccio RBI nel contesto delle verifiche periodiche di legge Risk Based Inspection Inspection planning and risk projection Future without Inspection Current Future with Inspection Inspection Current state MTA Plan ending date 2nd MTA Time Istituto Italiano della Saldatura ENTE MORALE Figura 3 rezza dei componenti nei confronti, appunto, dell’integrità strutturale delle membrature a pressione di contenimento del prodotto. Ecco che lo studio RBI appare lo strumento più appropriato per supportare, con criteri condivisi ed universalmente utilizzati, eventuali richieste di deroga, che si renderebbero necessarie laddove, per talune apparecchiature, le scadenze di legge non coincidano con le MTA programmate. Ciò purché si dimostri che il livello di rischio rimane entro valori accettabili. È evidente che l’analisi RBI terrà conto di tutte le possibili occasioni di fermate programmate e di controlli in esercizio, per consentire, ove necessario, ispezioni puntuali che consentano di mantenere il livello di rischio delle attrezzature a valori accettabili. In secondo luogo lo studio RBI è in grado di fornire una valutazione quantitativa del livello di rischio, valorizzando le ispezioni ed i controlli condotti su componenti eserciti e consentendo proiezioni di rischio. Nel frattempo la maggior parte dei paesi europei ha adattato le proprie normative nazionali sulle verifiche periodiche in funzione della classificazione basata su categorie di pericolosità introdotte dalla Direttiva PED, prendendo in considerazione il concetto ingegneristico di rischio. 346 Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2008 5. L’analisi RBI nel contesto legislativo nazionale L’emanazione, in Italia, del D.M. 329 del Dicembre 2004 ha stabilito alcuni obblighi ed adempimenti a carico degli Utilizzatori e presenta alcune novità che impongono una interazione più compiuta tra la programmazione delle ispezioni/manutenzioni e le verifiche periodiche di legge. 5.1 Verifiche periodiche: ispezioni alternative e con periodicità differenti Al comma 5 dell’art. 10 il D.M. 329 recita: “Ispezioni alternative e con periodicità differenti da quelle elencate nelle tabelle di cui agli allegati A e B, ma tali da garantire un livello di protezione equivalente, possono essere accettate per casi specifici, nonché per determinate tipologie, fatto salvo quanto previsto nelle istruzioni per l’uso rilasciate dal fabbricante dell’attrezzatura stessa e previa autorizzazione del Ministero delle Attività Produttive; la relativa richiesta di deroga dovrà essere presentata dall’utente e corredata da un’adeguata relazione tecnica.” Da questo punto di vista lo strumento della Risk Based Inspection si configura come particolarmente idoneo per com- provare livelli di protezione equivalenti nell’utilizzo di periodicità alternative per le ispezioni. La programmazione delle ispezioni basata sul criterio della valutazione del rischio risulta, infatti, estremamente utile laddove sia necessario supportare tecnicamente con criteri condivisi ed universalmente utilizzati, una richiesta di deroga nei confronti delle tempistiche di intervento relative alle verifiche periodiche previste dal D.M. 329. Si veda in proposito il seguente esempio. L’attrezzatura a pressione denominata X 505 fa parte di un impianto assoggettato all’analisi RBI. All’atto dell’analisi, ad esempio avvenuta nel 2006, l’item risulta, nella matrice di rischio, in una posizione corrispondente ad un livello di rischio Basso. L’attrezzatura soggetta alle verifiche periodiche di legge dovrà subire, secondo le tempistiche previste dalle tabelle di riferimento del D.M. 329, la prossima verifica periodica di integrità decennale entro Luglio 2008. La programmazione delle MTA dell’Utilizzatore prevede una fermata generale ad Aprile 2009. Evidentemente è interesse dell’Utilizzatore protrarre il servizio dell’item X 505 oltre la scadenza per la verifica periodica e richiederne l’effettuazione ad Aprile 2009. Essendo l’impianto assoggettato all’analisi RBI viene così effettuata la proiezione di rischio ad Aprile 2009 e posizionato l’item nella matrice di rischio; inoltre, una seconda proiezione di rischio viene a definire la data entro la quale l’item, in assenza di ispezioni, verrà a trovarsi in una posizione di rischio Medio-Alto o Alto. Qualora lo studio RBI dimostri, nelle condizioni correnti di esercizio del componente, che il livello di rischio si mantiene ad un livello di accettabilità entro la data della prima fermata programmata (Aprile 2009) e che la data entro la quale il livello di rischio raggiunge un valore limite risulta significativamente dilazionata oltre la fermata programmata, possono sussistere le condizioni per richiedere una deroga motivata per la verifica di legge. 5.2 Denuncia di attrezzature mai assoggettate a prescrizioni di legge Un altro aspetto per il quale lo strumento della Risk Based Inspection risulta interagente con gli adempimenti legislativi G. Canale - L’approccio RBI nel contesto delle verifiche periodiche di legge previsti dalla normativa è relativo alla richiesta di individuazione e di gestione in modo controllato di attrezzature mai assoggettate a precedenti controlli od omologazioni di legge (ad esempio le tubazioni), che numericamente impattano in modo significativo sulla gestione in servizio degli impianti. A questo proposito l’Utilizzatore ha l’obbligo di censire tali attrezzature e di procedere alla denuncia delle stesse all’ISPESL. Al comma 2 dell’art. 16 il D.M. 329 recita: “La denuncia all’ISPESL deve contenere: a) una descrizione sintetica del recipiente o della tubazione (impianto, identificazione, condizioni di esercizio, fluido, dimensioni, accessori di sicurezza); b) la classificazione della attrezzatura secondo i fluidi e le categorie previste dal decreto legislativo n. 93/2000; c) una valutazione sullo stato di conservazione ed efficienza dell’attrezzatura.” Fra i requisiti della documentazione relativa alla denuncia spiccano i seguenti: • la dichiarazione delle modalità di protezione dell’attrezzatura nei confronti del rischio di sovrapressione (accessori di sicurezza) • la valutazione sullo stato di conservazione. Per quanto concerne la modalità di protezione è noto che le tubazioni sono tradizionalmente “trascurate” da questo punto di vista. La valutazione dello stato di conservazione è un altro punto cruciale della denuncia all’ISPESL. Partendo dal presupposto che non è ammissibile denunciare che una attrezzatura è in servizio in “cattivo stato di conservazione” si pone il quesito su come valutare lo stato di conservazione di attrezzature, talvolta anche piuttosto vecchie che, nel passato, non hanno mai subito verifiche periodi- che di legge. Intanto occorre premettere che il D.M. 329 esclude dall’obbligo di denuncia le attrezzature che, secondo i criteri della pericolosità introdotti dalla Direttiva PED, appartengono, se fossero di nuova costruzione, a categorie di pericolosità inferiori o sono addirittura escluse dall’applicazione della Direttiva. Pertanto appare coerente valutare lo stato di conservazione in relazione al livello di rischio a cui tali attrezzature sono assoggettate. In secondo luogo, poiché le tubazioni, esonerate fino ad oggi dalle verifiche di legge, sono spesso oggetto di ispezioni periodiche effettuate dall’Utilizzatore, occorre dare un valore alle ispezioni condotte durante la storia operativa dell’attrezzatura ed ai loro risultati. Lo studio RBI, attraverso la valorizzazione delle ispezioni (per tipologia, efficacia e frequenza) precedentemente condotte sulle attrezzature stesse, è un criterio oggettivo ed universalmente condiviso che consente di esprimere una valutazione dello stato di conservazione di un componente. Infine occorre dire che gli studi RBI stanno acquisendo, in questo contesto, una valenza di tipo “gestionale” dal punto di vista della verifica della documentazione di impianto. L’analisi estremamente approfondita della documentazione di impianto (Process Flow Diagrams, P&I D, elenchi linee, ecc.) consente un dettagliato processo di verifica come, ad esempio, l’identificazione dei sistemi di protezione delle attrezzature o la discordanza fra documenti di natura diversa, ma evidenzia anche, in modo puntuale, se esiste una necessità di revisione della documentazione stessa. Pertanto le attività di censimento e denuncia, se svolte in concomitanza con lo studio RBI, risultano di particolare efficacia, sia per quanto concerne la possibilità di verifica di molti dati durante l’analisi dei documenti di progetto, processo, ecc., sia per quanto concerne la possibilità di ottimizzare uno scadenziario per le denunce che non sia in contrasto con gli obiettivi temporali dell’Utilizzatore, in termini di possibilità di ispezione in servizio o durante le fermate programmate. 6. Conclusione Il recepimento della Direttiva PED, prima, e l’emanazione, in Italia, del D.M. 329 del Dicembre 2004 hanno introdotto alcune novità e suggeriscono una interazione più compiuta tra la programmazione delle ispezioni/manutenzioni e le verifiche periodiche di legge. Lo strumento dell’analisi RBI (Risk Based Inspection), oltre che coerente con i principi fondatori di gran parte delle prescrizioni di legge (anch’esse ispirate alla verifica della sicurezza dei componenti nei confronti dell’integrità strutturale delle membrature a pressione di contenimento del prodotto) si sta configurando come particolarmente idoneo per comprovare livelli di protezione equivalenti nell’utilizzo di periodicità alternative per le ispezioni di legge. Inoltre rappresenta un criterio oggettivo ed universalmente condiviso che consente di esprimere la valutazione dello stato di conservazione di un componente esercito. Infine, le attività di censimento e denuncia richieste dal D.M. 329, se svolte in concomitanza con lo studio RBI, risultano di particolare efficacia, sia per quanto concerne la possibilità di verifica di molti dati durante l’analisi dei documenti di progetto, processo, ecc., sia per quanto concerne la possibilità di ottimizzare uno scadenziario per le denunce che non sia in contrasto con gli obiettivi temporali dell’Utilizzatore in termini di possibilità di ispezione in servizio o durante le fermate programmate. Giancarlo CANALE, laureato in Ingegneria Meccanica presso la Facoltà di Ingegneria dell’Università di Genova nel 1986, è entrato all’Istituto Italiano della Saldatura nel 1987 impegnandosi nella formazione e nell’assistenza tecnica nel campo della costruzione e dell’esercizio di recipienti a pressione e piping, operando nei settori della raffinazione e della produzione di energia. Nel 1995 viene incaricato di dirigere, in qualità di Responsabile, la Sede Distaccata Sicilia dell’IIS. Nel 2000 è Responsabile centrale delle Sedi Distaccate dell’IIS e responsabile commerciale. Dal 2005 è Direttore della Divisione Ingegneria dell’IIS. È certificato European / International Welding Engineer e Livello 3 EN 473. Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2008 347 ASPIRMIG Welding&Safety Web: www.aspirmig.com E-mail: [email protected] ......la saldatura senza fumo ASPIRMIG srl Il processo di saldatura TIG Key-hole: una valida alternativa per la giunzione di materiali pregiati (°) C. Rosellini * L. Jarvis ** Sommario / Summary Il presente articolo descrive il principio fisico di funzionamento ed alcuni esempi di applicazione del processo di saldatura TIG Key-hole. Tale processo di saldatura, per le sue specificità, si è dimostrato valido ad eseguire la saldatura a piena penetrazione anche in singola passata di diversi tipi di materiali, in particolare quelli più pregiati: infatti si presta molto bene ad essere applicato su materiali quali l’acciaio inossidabile austenitico, il titanio e le sue leghe, le leghe di nichel, gli acciai austenoferritici (duplex), oltre naturalmente agli acciai al C-Mn. This article describes the physical principle of functioning of the Key-hole TIG welding process, besides some examples of its application in different working situations. (°) Memoria presentata alle Giornate Nazionali di Saldatura 4 - Workshop: “Sviluppi e tendenze dei processi di saldatura tradizionali” - Genova, 25-26 Ottobre 2007. * Istituto Italiano della Saldatura - Genova. ** CSIRO - Adelaide (Australia). Such a welding process had proved itself to be suitable to execute the full-thickness welding of different kind of metallic materials (also with a single pass). This welding process is particularly suited to be applied on the most valuable materials, like f.i.: inox stainless steel, titanium and its alloys, nickel alloys, duplex steel, besides C-Mn steels. Keywords: Current; GTA welding; influencing factors; keyholing; mathematical models; mechanical properties; microstructure; process parameters; stainless steels; surface tension; thermal conductivity; titanium alloys. Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2008 351 C. Rosellini e L. Jarvis - Il processo di saldatura TIG Key-hole: una valida alternativa per la giunzione di materiali pregiati 1. Premessa Il processo di saldatura TIG Key-hole (nella terminologia anglosassone “K-TIG”) può essere considerato una variante del normale processo di saldatura TIG, con la differenza che le sue modalità di funzionamento determinano una forma del bagno di saldatura di tipo keyhole, come avviene con i processi di saldatura ad energia concentrata, quali il laser ed il fascio elettronico. Ciò è legato a particolari impostazioni dei parametri operativi, in particolare il valore della corrente di saldatura deve essere superiore ad un valore limite, funzione dello spessore; inoltre le condizioni che determinano la formazione del keyhole sono legate anche ad altri parametri di tipo fisico del materiale, quali densità, tensione superficiale e conducibilità termica. In teoria non sono necessarie macchine speciali per realizzare il processo di saldatura TIG Key-hole. Naturalmente occorre poter disporre di un generatore di saldatura in grado di erogare la corrente necessaria (può andare bene allo scopo un generatore per (a) saldatura ad arco sommerso funzionante in corrente continua). Occorre inoltre disporre di una torcia di saldatura idonea a sopportare valori di corrente abbastanza elevati (≥ 600 A), realizzandone un adeguato raffreddamento. Un ulteriore elemento di cui bisogna disporre per consentire il funzionamento in maniera stabile del sistema è l’utilizzo di un generatore di alta frequenza oppure di alta tensione. In genere si preferisce la seconda soluzione, in quanto essa non richiede le necessità di schermatura elettrica previste nel primo caso. La presenza del generatore di alta tensione comporta però maggiori esigenze di isolamento elettrico tra le parti in tensione, per favorire le quali è necessario fare uso di acqua deionizzata anziché della normale acqua industriale. Fra tutti i sistemi esistenti il più valido, avendo dimostrato di poter conseguire le migliori prestazioni operative, è stato messo a punto e brevettato dall’Ente di ricerca australiano CSIRO (Commonwealth Scientific and Research Organization), che fra i primi ha investigato tali tematiche. 2. Principi fisici del metodo Come già descritto, i fattori che determinano la formazione del keyhole sono il valore della corrente di saldatura, la densità, la conducibilità termica e la tensione superficiale del bagno di saldatura. Nelle normali condizioni di funzionamento l’equazione che governa l’equilibrio del bagno di saldatura, prodotto in modalità keyhole, è riportata in basso. La forma di un keyhole prodotto dal processo TIG Key-hole può essere visualizzata nelle rappresentazioni grafiche riportate nelle Figure 1(a) e 1(b). Nella Figura 1(a) è rappresentato il keyhole in condizioni statiche (per mezzo di una catenaria). Nella Figura 1(b) è rappresentato l’aspetto del keyhole in condizioni dinamiche, attraverso un modello reale ottenuto dal movimento di una bolla di sapone, ancorata a due superfici ellittiche esterne [1] [2]. 3. Applicazioni su diversi materiali Come già detto, il processo TIG Keyhole fa uso di valori dell’intensità di cor- yK+ Pidrostatica + Parco + Pinerziale +……….= 0 Pidrostatica = pressione legata alla profondità del bagno fuso Parco = pressione dell’arco Pinerziale = pressione legata al movimento del materiale (b) Figura 1 - (a) Modellizzazione del keyhole in condizioni statiche. (b) Simulazione mediante bolla di sapone del keyhole in condizioni dinamiche. 352 Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2008 C. Rosellini e L. Jarvis - Il processo di saldatura TIG Key-hole: una valida alternativa per la giunzione di materiali pregiati Figura 2 - Applicazione del processo TIG Key-hole su tubi in acciaio inox di spessore 9 mm. rente molto elevati (≥ 600 A). La particolarità di tale situazione determina un significativo incremento della pressione all’interno dell’arco, che è in grado di aprire un foro (foro guida o “keyhole” nella dizione inglese) all’interno del bagno di fusione. Il funzionamento risulta stabile quando la pressione del gas è in equilibrio con quella dei vapori di metallo originatisi per effetto del riscaldamento imposto dall’arco. La saldatura è comunque efficace solo con la tecnica in passata singola, data la necessità dell’apertura del foro per consentire il defluire del gas di protezione. La posizione di saldatura è in genere quella piana, data la complessità dell’equilibrio delle forze in gioco, anche se si sono ottenute soddisfacenti applicazioni in posizioni diverse da quella piana, come quella piano frontale. Data la specificità della tecnica esecutiva, il processo TIG Key-hole si mette in particolare evidenza per la saldatura di medi spessori in posizione piana, facendo quindi uso di sistemi posizionatori per rotolamento, nelle sue applicazioni sui tubi (Fig. 2). La tecnica è in grado di saldare, ad esempio, acciai inossidabili austenitici, in singola passata, con spessori sino a 12 mm e velocità di 300 mm/min riducendo tra l’altro gli oneri relativi alla preparazione dei lembi. Sono documentate applicazioni di interesse anche per acciai al carbonio, acciai inossidabili al solo cromo e leghe di titanio, per quanto alcuni dubbi possano talvolta essere giustificati dalla microstruttura del giunto, con riferimento alla zona fusa quanto alla zona termicamente alterata, per effetto dell’apporto termico specifico che potrebbe risultare piuttosto elevato. Si è comunque visto, dall’esecuzione di prove sperimentali e da alcune applicazioni di carattere industriale, come attraverso una adeguata regolazione dei parametri operativi (in particolare tensione, corrente e velocità di saldatura), le strutture metallurgiche risultanti nelle diverse regioni dei giunti saldati possano essere considerate soddisfacenti se comparate con quelle ottenibili con la saldatura TIG in multipassata su spessori analoghi. 3.1 Esempi di saldatura su acciaio inossidabile La prima applicazione di tipo commerciale del TIG Key-hole è consistita nella saldatura testa a testa di lamiere di acciaio inossidabile ferritico di spessore 3,4-5 mm, utilizzate come piastre di rivestimento di vagoni ferroviari per il trasporto di carbone. In quel caso era stato fatto uso di un idoneo materiale d’apporto in quanto si è constatato che questo fosse in grado di riempire degli interstizi che si venivano a creare fra le due lamiere aventi luce fino ad 1 mm. Altre applicazioni della saldatura di acciaio inossidabile sono consistite nella fabbricazione di tubi assiemati con tecnica a spirale e di altri prodotti a sezione cava; il materiale utilizzato era costituito da acciaio inossidabile austenitico di tipo AISI 316. In tali casi si era realizzata una evidente economia rimpiazzando le precedenti tecniche TIG e MIG, essendo riusciti a saldare in passata singola spessori di parete pari a 6 mm. 3.2 Esempi di saldatura su leghe di titanio Uno studio sperimentale è stato effettuato allo scopo di valutare l’applicabilità del processo del TIG Key-hole per la fabbricazione di tubi in titanio ASTM B 862 nei Gradi 2.5 e 12 utilizzati nell’industria estrattiva metallurgica. I risultati delle prove meccanico-metallurgiche eseguite sui giunti saldati hanno rilevato la rispondenza delle giunzioni prodotte alle caratteristiche di impiego richieste ai particolari componenti. I giunti sono stati eseguiti saldando degli spezzoni di tubi aventi diametro nominale pari a 250 mm e spessore di parete 14 mm. La composizione chimica è riportata nella Tabella I. La saldatura è stata eseguita in un ambiente sufficientemente pulito. L’attrezzatura consisteva in una testa di saldatura collegata ad un generatore Lincoln Electric IDEALARC DC 1000 ed equipaggiata con un sistema per l’adduzione del gas sia al di sopra del bagno fuso che al rovescio per prevenire l’ossidazione. I parametri caratteristici di saldatura utilizzati sono stati i seguenti: intensità di corrente 600 A, tensione 20 V, velocità di saldatura 300 mm/min senza il materiale d’apporto. Una seconda passata, di tipo cosmetico, è stata realizzata allo scopo di spianare la curvatura del cordone. In tal caso i parametri di saldatura, eseguita non in modalità keyhole, Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2008 353 C. Rosellini e L. Jarvis - Il processo di saldatura TIG Key-hole: una valida alternativa per la giunzione di materiali pregiati TABELLA I - Composizione chimica dei materiali. Material Al V Fe Ni Mo O N C Ti ASTM Grade 2 - - 0.10 - - 0.15 0.011 0.013 Balance ASTM Grade 5 5.6 4.2 0.018 - - N/M <0.005 0.01 Balance ASTM Grade 12 0.01 - 0.06 0.66 0.25 N/M <0.005 <0.005 Balance TABELLA II - Caratteristiche meccaniche. 0.2% PS (MPa) UTS (MPa) Elongation (%) ASTM Grade 2 381 539 24 ASTM Grade 5 (as received) 956 979 16 ASTM Grade 5 (900°C, 4h) 908 968 16 345 (min) 483 (min) 18 (min) Sample ASTM Grade 12 (ASTM B 862 requirements) sono stati: intensità di corrente 300 A, tensione 14.5 V, velocità di saldatura 150 mm/min. Per la protezione del bagno di saldatura è stato utilizzato gas argon ad elevata purezza (99.999%) mentre per la preparazione al rovescio è stato utilizzato gas argon per saldatura (99.99%). Nella Tabella II sono riportati i risultati della prova di trazione eseguita trasversalmente ai giunti saldati. Le giunzioni eseguite sono state caratterizzate, dal punto di vista metallografico, attraverso osservazioni al microscopio ottico su sezioni trasversali del cordone di saldatura. I campioni sono stati preparati, dopo pulitura e lucidatura, attaccandoli con il reattivo di Kroll (5% acido nitrico ad 1% bifluoruro di ammonio diluito in acqua) e con il reattivo di Weck, un attacco clorato (5 g di bifluoruro di ammonio diluito in 100 ml d’acqua). Nelle Figure 3(a), 3(b) e 3(c) sono riportate le macrografie della sezione trasversale dei cordoni; da queste si può osservare che la saldatura TIG Key-hole e la (a) saldatura convenzionale TIG, eseguite sui Gradi 2 e 5 ASTM, hanno un aspetto simile a livello macroscopico. Le Figure 3(a) e 3(b) raffigurano le macrografie eseguite, rispettivamente, con i processi TIG Key-hole e TIG, sul materiale ASTM Grado 5. Nella Figura 3(a) si può notare che il processo TIG Key-hole mostra una certa tendenza a produrre delle incisioni ai lati della superficie esterna del cordone e a dare luogo ad una curvatura alquanto pronunciata. Si può comunque osservare che una tendenza analoga a produrre incisioni marginali e una curvatura pronunciata è riscontrabile nel caso di altri processi utilizzanti la tecnica del foro guida, quali il plasma (PAW) ed il laser (LBW). Nella Figura 3(c) è visibile la passata di saldatura cosmetica che dà luogo ad un profilo del cordone più raccordato. Confrontando i campioni rappresentati nelle Figure 3(a) e 3(b) si può vedere che, sebbene la passata singola TIG Key-hole sia stata depositata con un apporto termico più elevato di quello (b) Figura 3(a), (b), (c) - Macrografie di giunti eseguiti con i processi TIG Key-hole e TIG. 354 Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2008 (c) utilizzato per ogni singola passata della saldatura TIG multi passata, le strutture ingrossate con aspetto colonnare nella zona fusa dei giunti saldati hanno la stessa dimensione dei grani. Per contro la zona termicamente alterata dei giunti TIG Key-hole ha una larghezza significativamente inferiore [3]. Nelle Figure 4(a), 4(b), 4(c), 4(d), 4(e) e 4(f) sono riportate alcune micrografie rilevate nella zona fusa dei campioni esaminati in precedenza. Le differenze nelle velocità di raffreddamento associate ai due processi hanno prodotto delle piccole modifiche nella struttura della fase β che si è trasformata all’interno dei grani. Nel caso del materiale ASTM Grado 2, piani paralleli di costituente α si sono formati all’interno dei grani delle zone fuse, sia per il campione saldato con il processo TIG Keyhole che per il campione convenzionale TIG. Dalle Figure 4(a) e 4(b) si può vedere tuttavia che i pacchetti lamellari sono più fini nella zona fusa convenzionale GTAW che non nell’altra. C. Rosellini e L. Jarvis - Il processo di saldatura TIG Key-hole: una valida alternativa per la giunzione di materiali pregiati (a) (b) 100 μm 50 μm (d) (c) 50 μm 50 μm (f) (e) 50 μm 50 μm Figura 4 (a), (b), (c), (d), (e), (f) - Micrografie delle zone fuse. Nelle Figure 4(c) e 4(d) si vede che nel materiale ASTM Grado 5 una fase aciculare si è formata all’interno dei grani delle zone fuse, sia per il campione saldato con il TIG Key-hole che per il campione convenzionale TIG. In entrambi i casi nessuna fase secondaria è rilevabile ai contorni dei grani β primitivi. La fase aciculare contenuta all’interno dei grani nella zona fusa del campione saldato TIG Key-hole ha l’aspetto tipico “basket wave” del costituente α di Widmanstätten mentre nella zona fusa del campione convenzionale TIG sembra essersi formata una fase α martensitica. La Figura 4(e) mostra la micrografia della zona fusa del campione ASTM Grado 5 saldato TIG Key-hole, dopo trattamento termico di distensione. Si può rilevare la presenza di un sottile strato α che contorna il grano β primitivo; la struttura all’interno dei grani mostra un aspetto tipico “basket wave” di piani lenticolari di fase α in una matrice β . La microstruttura della zona fusa del campione ASTM Grado 5, saldato in modo convenzionale TIG, dopo trattamento termico è risultata simile in aspetto. Il trattamento termico è risultato pertanto benefico allo scopo di eliminare le differenze esistenti nella microstruttura del materiale ASTM Grado 5 saldato con i processi TIG Key-hole e TIG convenzionale. La Figura 4(f) mostra la microstruttura in zona fusa del materiale ASTM Grado 12, saldato TIG Key-hole. Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2008 355 C. Rosellini e L. Jarvis - Il processo di saldatura TIG Key-hole: una valida alternativa per la giunzione di materiali pregiati È evidente la similitudine di tale microstruttura con quella del campione ASTM Grado 2. Ciò non deve sorprendere in quanto l’ASTM Grado12 è essenzialmente simile all’ASTM Grado 2, essendo soltanto modificato mediante piccole aggiunte di Ni e Mo. con quelle ottenibili con la saldatura TIG in multipassata su spessori analoghi. I vantaggi che questo tipo di processo consente di ottenere sono così riassumibili: • zone fuse con volumi di materiale più ridotti, se comparate con i processi TIG e MIG tradizionali; • livelli di deformazione assai limitati; • velocità di esecuzione più elevate (la velocità della singola passata può incrementare dell’ordine del 50%, mentre il tempo globale di saldatura, in modo particolare sugli spessori più elevati, può ridursi di un fattore 10) [4]. 4. Conclusioni Il processo di saldatura TIG Key-hole si è messo in luce per la saldatura di medi spessori a forte penetrazione, anche in passata singola. Si è visto, dall’esecuzione di prove sperimentali e anche da alcune applicazioni di carattere industriale, come attraverso una adeguata regolazione dei parametri operativi (in particolare tensione, corrente e velocità di saldatura), le strutture metallurgiche risultanti nelle diverse regioni dei giunti saldati possano essere considerate soddisfacenti, se comparate Bibliografia [1] Ahmed N., Jarvis L., Banker B. and McNeil R., 2003: «Developments in titanium welding technology», Proceedings - Corrosion 2003 Conference, San Diego. [2] Andrews J.G. and Atthey D.R., 1976: «Hydrodynamic limit to penetration of a material by a high-power beam», Journal of Physics D: Applied Physics, Vol. 9, pp. 2181-2194. [3] Jarvis L. and Ahmed N., 2000: «Development of keyhole gas tungsten arc process», Science and Technology of Welding and Joining, Vol. 5 (1). [4] Cooperative Research Project CT-2004-59991 «HIPROTIG»; Technical report (final) (www.hiprotig.net). Carlo ROSELLINI, laureato in Ingegneria Elettrotecnica presso l’Università di Genova, è alle dipendenze dell’Istituto Italiano della Saldatura dal 1991, dove ricopre la posizione di Responsabile dell’Area Finanziamenti per la Ricerca. Al suo attivo ha l'esecuzione di numerosi programmi scientifici di ricerca, molti dei quali sviluppati nell'ambito delle iniziative promosse dai diversi Programmi messi a punto dalla Comunità Europea, quali i seguenti: CECA, EUREKA, BRITE, COMETT, CRAFT, LEONARDO, GROWTH, 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, MIUR, 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 sulle proprietà di applicazione dei materiali metallici in campi quali quelli della Saldabilità, dei Controlli non distruttivi e dello Stampaggio, nonché su aspetti di Fatica e di Meccanica della Frattura. È autore di circa una trentina di pubblicazioni su tali argomenti. Laurie JARVIS, è stato per molti anni ricercatore presso il CSIRO–Commonwealth Scientific and Research Organization, l’Ente Nazionale di ricerca Australiano, dove ha sviluppato una trentennale esperienza sulle tecnologie di saldatura con processi ad energia concentrata (in particolare laser, plasma e TIG Key-hole). Durante la sua attività ha ideato un particolare tipo di torcia TIG che funziona in modalità keyhole, brevettandola. Dopo il suo pensionamento ha avviato una propria Società per l’effettuazione di servizi di consulenza nel campo della saldatura e dei relativi processi tecnologici. The European / International System for Qualification of Welding Personnel For a company using welding in manufacturing, the way to assure the quality of the work is by training and qualifying its personnel through the EWF/IIW System. For a worker who wants to acquire skills and to achieve excellence in his profession the goal is to be awarded an EWF/IIW diploma. 356 Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2008 Apriamo un nuovo capitolo in materia di Safety. Il mondo della safety si incontra all’evento internazionale degli operatori del settore, un imperdibile momento di business, aggiornamento e formazione professionale. E da questa edizione a SICURTECH Expo verrà presentata una nuova area espositiva con prodotti e servizi di eccellenza per la PROTEZIONE CIVILE. La rinnovata concomitanza con SICUREZZA farà di Milano, per quattro giorni, la capitale di security & safety. RHO, DAL 25 AL 28 NOVEMBRE 2008 ANTINCENDIO - SALUTE E SICUREZZA SUL LAVORO - PROTEZIONE CIVILE In contemporanea con www.sicurtechexpo.it Materiali d’apporto per la saldatura di serbatoi LNG in acciaio al 9% nickel (°) S. Angelotti * P. van Erk ** Sommario / Summary Da più di cinquant’anni, i serbatoi per lo stoccaggio di gas naturale liquefatto (LNG) vengono costruiti con acciai al 9% di nickel al fine di ottenere sufficienti caratteristiche di tenacità ed integrità strutturale a temperature anche inferiori a -163 °C. Sebbene siano state condotte ricerche con materiali d’apporto “matching” per la saldatura di questi materiali, attualmente solo quelli a base nickel hanno dimostrato di rispondere ai requisiti quali ad esempio le caratteristiche meccaniche. Questa memoria descrive brevemente la storia dell’acciaio al 9% di nickel e più approfonditamente la sua metallurgia, il materiale d’apporto e il giunto saldato in relazione alla composizione chimica, ai trattamenti termici, alle proprietà fisiche e meccaniche, alle normative internazionali ed ai requisiti di progetto per i serbatoi LNG. Vengono inoltre fornite alcune indicazioni per la saldatura SMAW e SAW. For more than five decades, storage facilities for liquefied natural gas (LNG) are being built with 9% nickel steel in order to obtain sufficient ductility and structural integrity at (°) Memoria presentata alle Giornate Nazionali di Saldatura 4 Workshop: “Materiali base e d’apporto di ultima generazione” Genova, 25-26 Ottobre 2007. * Lincoln Electric Italia - Genova. ** Lincoln Electric Europe - Nijmegen (Olanda). -163° C and below. Although research has been carried out with matching welding consumables for the welding of these applications, at present still only nickel base consumables have proved to meet the requirements such as mechanical properties. This paper will briefly describe the history of 9% nickel steel. A more detailed description will be given on the metallurgy of 9% nickel steel, the nickel base welding consumables and the welded joints in relation to the chemical composition, heat treatments, mechanical properties, physical properties, international specifications and project requirements for LNG tanks. For the welding of 9% nickel steels with SMAW and SAW, some practical guidelines will be presented and exemplified with recent reference projects. Keywords: Covered electrodes; filler materials; LNG; MMA welding; nickel steels; solid filler wire; storage tanks; submerged arc welding; weldability. Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2008 359 S. Angelotti e P. van Erk - Materiali d’apporto per la saldatura di serbatoi LNG in acciaio al 9% nickel $/MMBtu $ 2.50 1. Introduzione e: lin e p i e s P or Ga Onsh G as O Pip ffs e ho lin re e: $ 3.00 LNG $ 2.00 $ 1.50 $ 1.00 I gas naturali liquefatti (LNG) stanno diventando sempre più importanti nel mercato mondiale dei prodotti petroliferi. Gli impianti LNG fanno uso di diversi materiali da costruzione, che possono spaziare da calcestruzzo, alluminio, acciai al 9% nickel e acciai inox austenitici. $ 0.50 0 620 1.240 1.860 2.480 3.100 3.720 4.340 4.960 Distance in miles Figura 1 - Costi del trasporto di gas in funzione della distanza. 2. Importanza dell’LNG Il gas naturale è composto principalmente da metano (CH 4 ) ma può anche contenere idrocarburi più pesanti (etano, propano, butano) oltre ad anidride carbonica, ossigeno, azoto, composti dello zolfo e acqua (Tab. I). Prima dell’operazione di liquefazione, i componenti non idrocarburi devono essere eliminati per evitare la formazione di sostanze solide al momento dell’esecuzione del raffreddamento. Pertanto l’LNG è sostanzialmente composto da metano, sebbene la reale composizione dipenda dalla fonte di approvvigionamento. Per la produzione di LNG deve essere raggiunta la temperatura di -161 °C (-258 °F) alla pressione atmosferica. La liquefazione permette di ridurre il volume del gas di circa 600 volte, il che rende molto più facile ed economico il suo trasporto, specialmente se le distanze sono elevate, nonché lo stoccag- Figura 2 - Nave gasiera per il trasporto dell’LNG. gio a terra. Inoltre riduce i rischi connessi con la fornitura del petrolio tramite pipeline, che dipende pesantemente sia dai paesi produttori che dai paesi attraversati dalle linee. La produzione di LNG prevede diverse fasi: liquefazione, trasporto, stoccaggio e rigasificazione. Il gas proveniente dal luogo di estrazione viene depurato dagli inquinanti prima della refrigerazione per evitare la formazione di composti solidi che potrebbero danneggiare le apparecchiature a valle. Quindi l’LNG viene trasportato utilizzando navi gasiere che possono essere facilmente identificate dalla presenza di contenitori a forma prevalentemente sferica e che possono arrivare a trasportare circa 130.000 m3 di gas. TABELLA I - Composizione LNG. Terminal location Componenti Mol% Das Island Abu Dhabi Whitnell Bay Australia Bintulu Malaysia Arun Indonesia Lumut Brunei Bontang Indonesia Ras Laffan Quatar Metano 87.10 87.80 91.20 89.20 89.40 90.60 89.60 Etano 11.40 8.30 4.28 8.58 6.30 6.00 6.25 Propano 1.27 2.98 2.87 1.67 2.80 2.48 2.19 Butano 0.141 0.875 1.36 0.511 1.30 0.82 1.07 Pentano 0.001 - 0.01 0.02 - 0.01 0.04 360 Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2008 S. Angelotti e P. van Erk - Materiali d’apporto per la saldatura di serbatoi LNG in acciaio al 9% nickel Figura 3 - Sito di stoccaggio e rigasificazione - Dhabol (India). 3. Materiali I materiali costituenti i manufatti per il trasporto, lo stoccaggio e la distribuzione di LNG devono soddisfare requisiti sostanzialmente legati alle buone caratteristiche meccaniche, con particolare attenzione alla tenacità alle basse temperature. Queste caratteristiche, valide per i materiali base, devono a maggior ragione essere possedute dai materiali d’apporto usati in saldatura durante la fase di fabbricazione dei componenti. Normalmente i materiali impiegati per la fabbricazione dei grossi recipienti di stoccaggio sono acciai al 9% nickel, i serbatoi per il trasporto del gas liquefatto via nave sono realizzati sempre utilizzando acciai al 9% nickel o talvolta alluminio mentre il piping viene realizzato spesso utilizzando acciai inossidabili austenitici. 4. Acciai al 9% nickel Nell’esaminare le caratteristiche richieste ad un tale acciaio per l’impiego nella costruzione di serbatoi di stoccaggio, occorre considerare principalmente la sua sensibilità all’intaglio, ovvero il rischio che possano prodursi rotture fragili alle basse temperature di servizio. A questo fine si possono migliorare le proprietà dell’acciaio mediante: • calmatura all’alluminio • bassi livelli di impurezze quali zolfo o fosforo • combinazione ottimale degli altri elementi di lega quali carbonio, manganese e molibdeno al fine di bilanciare carico di rottura e tenacità • percentuale adeguata di nickel • appropriato trattamento termico al fine di ottenere una struttura ferritica a grano fine con piccole quantità di austenite stabile. L’influenza del nickel nell’acciaio contribuisce principalmente all’ottenimento di migliorata tenacità alle temperature criogeniche. La combinazione di un elevato tenore di nickel e di un approImpact toughness Una volta liquefatto e trasportato nel luogo prestabilito lo stoccaggio avviene, alla pressione atmosferica, in appositi serbatoi di stoccaggio, che vengono costruiti applicando il concetto di “doppia integrità”; il serbatoio consiste di un guscio interno in acciaio criogenico (tipicamente 9% nickel) e di un guscio esterno in calcestruzzo. Lo spazio interstiziale tra i due gusci viene riempito con perlite e lana di vetro. Qualora sorgessero problemi con il guscio criogenico interno, questo tipo di costruzione impedisce una eventuale fuoriuscita del gas liquido che verrebbe trattenuta dal guscio esterno. Figura 4 - Sezione serbatoio LNG. Temperature [°C] Figura 5 - Influenza del nickel sulla curva di transizione. priato trattamento termico come la normalizzazione o la tempra seguite da rinvenimento, ne aumenta significativamente la tenacità abbassando al tempo stesso la temperatura di transizione fino a -196 °C. Metallurgia Sebbene sia stato verificato che un contenuto di nickel pari al 13% porti praticamente alla soppressione della curva di transizione duttile/fragile, nella pratica, anche per questioni di costo, le condizioni migliori si hanno con acciai aventi un contenuto di nickel pari al 9%. Negli acciai al 9% nickel aventi bassi tenori di carbonio ed elevata purezza, la temperatura di transizione ferrite-auste- Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2008 361 Temperature [°C] S. Angelotti e P. van Erk - Materiali d’apporto per la saldatura di serbatoi LNG in acciaio al 9% nickel Cooling time from Ac3 temperature [sec] Figura 6 - Curva CCT per un acciaio al 9% di nickel. nite Ac 1 si verifica attorno ai 600 °C, nettamente inferiore alla temperatura convenzionale di circa 723 °C. Infatti, per un acciaio al 9% nickel , la temperatura Ac1 viene rimpiazzata da un campo a due fasi di austenite e ferrite, nel quale le condizioni di equilibrio sono raggiunte molto lentamente. Il nickel contribuisce a ciò in quanto sopprime la formazione del campo ferrite/perlite dando luogo ad una microstruttura avente maggiori proprietà meccaniche e tenacità, grazie alla presenza di ferrite ricca di nickel e austenite stabile. L’aggiunta del 9% di nickel abbassa anche le temperature Ms e Mf a 350 °C e 100 °C rispettivamente, mentre come detto la fase perlitica viene soppressa. Come conseguenza dell’abbassamento di M f si ha la formazione di una certa quantità di austenite instabile alla temperatura ambiente. A seguito di un trattamento di rinvenimento al di sotto della temperatura critica, il nickel stabilizza l’austenite. Pertanto nella matrice martensitica rinvenuta si ha la presenza di una piccola percentuale (attorno al 5-10%) di austenite avente elevati tenori di carbonio e che rimane stabile fino alla temperatura di -196 °C. L’elevato tenore di carbonio nell’austenite è dovuto alla dissoluzione dei carburi presenti a bordo grano. La riduzione del carbonio presente a bordo grano riduce l’effetto fragilizzante con aumento della tenacità a bassa temperatura. 362 Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2008 Gli sviluppi nella tecnologia della produzione dell’acciaio, ad esempio tramite l’impiego dei forni elettrici con desolforazione o defosforazione della colata così come il degasamento sottovuoto hanno contribuito notevolmente al miglioramento delle caratteristiche degli acciai al 9% di nickel. Le migliorate condizioni di pulizia e di purezza della colata non solo hanno migliorato la tenacità alle basse temperature e la capacità di arrestare la propagazione di un difetto ma hanno anche eliminato il rischio di infragilimento da rinvenimento e, non meno importante, hanno contribuito ad un miglioramento della saldabilità di questi materiali. Trattamento termico Come accennato in precedenza, un trattamento termico idoneo è la chiave per ottenere una microstruttura avente le caratteristiche meccaniche richieste a questo tipo di materiali. Buone caratteristiche meccaniche unite a una buona tenacità alle basse temperature sono ottenute grazie ad una struttura caratterizzata dalla presenza di ferrite avente un elevato contenuto di nickel ed austenite stabile ad alto contenuto di carbonio. Questa struttura può essere ottenuta mediante doppia normalizzazione e rinvenimento (NN + T) oppure mediante tempra e rinvenimento (Q + T). La doppia normalizzazione si ottiene tramite riscaldamenti successivi a 900 °C e 800 °C, seguiti ciascuno da raffreddamento in aria o acqua che determina una struttura martensitica a basso tenore di carbonio e bainite, con una durezza solitamente non superiore a 400 HV. Successivamente viene eseguito un riscaldamento a circa 570 °C (temperatura leggermente superiore ad Ac1), che consente il rinvenimento della struttura bainitico-martensitica con formazione di ferrite ad elevato contenuto di nickel e di austenite stabile fino ai -196 °C ad elevato tenore di carbonio. Questa struttura è caratterizzata da elevata resistenza meccanica ed elevata tenacità alle temperature criogeniche di servizio. Si nota come per contenuti di nickel fino al 7% non si ha formazione di austenite stabile a seguito di rinvenimento, cosa che differenzia gli acciai al 9% nickel da tutti gli altri acciai martensitici adatti all’impiego a basse temperature. Analogamente il trattamento di tempra più rinvenimento viene eseguito con riscaldamento a 800-820 °C e raffreddamento in acqua e riscaldamento a 570610 °C e raffreddamento in aria. Gli acciai al 9% nickel forniti nella condizione Q+T presentano caratteristiche tensili superiori e maggiore tenacità per cui sono preferiti nella realizzazione del guscio interno dei serbatoi, mentre gli acciai forniti nella condizione NN+T sono più idonei per la realizzazione di parti strutturali soggette a maggiori deformazioni. 5. Saldatura degli acciai al 9% nickel per applicazioni LNG Nella costruzione mediante l’impiego di acciai al 9% nickel per LNG la fase di saldatura determina in misura preponderante l’integrità strutturale del manufatto. Assume quindi fondamentale importanza un’attenta valutazione dei procedimenti di saldatura da adottare nonché il tipo e la composizione chimica dei materiali d’apporto. La combinazione ottimale dovrebbe permettere di ottenere le migliori caratteristiche meccaniche in considerazione di una adeguata convenienza economica. Oggi i requisiti per serbatoi di stoccaggio realizzati con acciai al 9% nickel sono molto severi; combinando le varie specifiche applicate nei più recenti progetti ove Lincoln è stata coinvolta otteniamo quanto segue: • Carico si snervamento: > 430 MPa • Carico di rottura: 690-825 MPa • Allungamento: > 35% • Resilienze (CNV): > 70 J a -196 °C • Espansione laterale: > 0.38 mm a -196 °C • Rottura duttile: > 80% a -196 °C • CTOD: > 0.30 mm a -196 °C Procedimenti di saldatura per l’acciaio al 9% nickel I procedimenti di saldatura più adatti per la saldatura degli acciai al 9% nickel sono quelli ad arco elettrico. In particolare l’elettrodo rivestito (SMAW), l’elettrodo infusibile di tungsteno (GTAW), il filo continuo (GMAW) e l’arco sommerso (SAW) risultano i più idonei. I procedimenti sotto gas di protezione (GTAW e GMAW) sono adatti nelle fasi di costruzione in officina in quanto le condizioni climatiche esterne rischierebbero di mettere a rischio la protezione gassosa, necessaria per la buona riuscita dei giunti saldati. Il procedimento manuale con elettrodi rivestiti (SMAW) rappresenta invece un’ottima soluzione per la saldatura all’aperto in tutte le posizioni dove sia richiesta una notevole flessibilità. Per contro è necessario disporre di saldatori ben addestrati per ottenere una ragionevole velocità di saldatura ed evitare frequenti difetti quali ad esempio la mancanza di fusione, tipica della saldatura di grossi spessori. Ove applicabile la saldatura mediante arco sommerso (SAW) permette le più elevate produttività grazie all’elevato tasso di deposito tipico del procedimento e alla possibilità di essere automatizzato. Il procedimento può essere utilizzato per la saldatura in piano e con opportuni accorgimenti in frontale. In generale, per la saldatura dei serbatoi di stoccaggio i procedimenti più efficaci risultano essere l’elettrodo rivestito e l’arco sommerso. Considerazioni sul materiale d’apporto Il materiale d’apporto per l’acciaio al 9% nickel è stato argomento di discus- Coefficient of linear thermal expansion [10-6/°C] S. Angelotti e P. van Erk - Materiali d’apporto per la saldatura di serbatoi LNG in acciaio al 9% nickel Temperature [°C] Figura 7 - Comparazione del coefficiente di espansione termica. sione sin da quando esiste il materiale base, ovvero da più di cinquanta anni. Il materiale d’apporto è stato sviluppato prendendo in considerazione l’impiego di materiale ferritico (matching) fino ad arrivare alle leghe ad alto contenuto di nickel (circa 80% nickel). Ovviamente il materiale con l’80% di contenuto di nickel è molto costoso e quindi il suo impiego risulta essere tendenzialmente più giustificato quando siano richieste ottime caratteristiche alle elevate temperature. D’altro canto il “matching” con un materiale d’apporto ferritico con un contenuto di nickel pari a circa il 12% risulterebbe essere estremamente conveniente dal punto di vista economico ma non permetterebbe di ottenere il livello qualitativo richiesto nella fabbricazione di serbatoi delle dimensioni richieste oggi dall’industria. Infatti, sebbene consumabili a base ferritica siano stati utilizzati con successo con il procedimento TIG meccanizzato nella realizzazione di serbatoi sferici di 2 m di diametro, saldati in condizioni controllate tipiche del laboratorio, tale procedimento non è per nulla applicabile nella saldatura in cantiere di grossi serbatoi aventi ad esempio 75 m di diametro con lamiere di 27.5 mm di spessore. Ha anche avuto buon esito la saldatura mediante arco sommerso con materiale d’apporto ferritico di tubazioni in acciaio al 9% nickel; tuttavia al termine della saldatura è necessario un trattamento termico per ottenere le caratteristiche richieste, procedimento fattibile in officina e per dimensioni limitate ma impensabile per la realizzazione di grosse strutture in cantiere. Inoltre, dai dati disponibili in letteratura si evince che l’utilizzo di materiale d’apporto “matching” con i procedimenti GMAW e GTAW, ad esempio su lamiere di spessore pari a 20 mm, dà luogo ad un allungamento compreso tra il 18 e il 20%. Questo comporta un accumulo di tensioni residue che non possono essere scaricate da cedimenti né in zona fusa né in zona termicamente alterata vista la natura equivalente delle due zone. È pertanto necessario utilizzare un materiale d’apporto con elevato allungamento, normalmente superiore al 35% per permettere alle tensioni residue di rilassarsi. Altra considerazione riguarda i cicli termici estremi ai quali un serbatoio, assieme ai giunti saldati di cui è composto, deve sopportare. Quando la differenza tra il coefficiente di espansione lineare del materiale base e quello del materiale d’apporto è troppo elevata, le concentrazioni di sollecitazione termica possono dare origine ad un cedimento del serbatoio per fatica termica. Da questo punto di vista il coefficiente di espansione termica del materiale base dovrebbe essere il più basso possibile e quello del materiale d’apporto il più vicino possibile a quello del materiale base. Materiale d’apporto per gli acciai al 9% nickel Come già anticipato, una scelta ragionevole per quanto concerne il materiale d’apporto idoneo per la saldatura degli acciai al 9% nickel prevede l’impiego di leghe ad alto nickel. Queste infatti risultano essere le più appropriate sia per Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2008 363 S. Angelotti e P. van Erk - Materiali d’apporto per la saldatura di serbatoi LNG in acciaio al 9% nickel ragioni legate alla duttilità e all’allungamento sia per i coefficienti di espansione termica. Nonostante il costo indubbiamente elevato di questi materiali, le loro caratteristiche complessive fanno sì che il loro utilizzo sia, tutto sommato, la soluzione migliore. Nella Tabella II vediamo una selezione di vari materiali d’apporto a base nickel che potrebbero essere utilizzati nella saldatura di acciai al 9% nickel. In realtà, alla luce dei requisiti precedentemente descritti, solo due di essi risultano essere completamente idonei ed esattamente il NiCro 60/20 (ENiCrMo-3) e il Nyloid 2 (ENiCrMo-6). Entrambi gli elettrodi, nella condizione “tutto materiale d’apporto” forniscono buone caratteristiche con un margine sufficiente per rispettare i requisiti richiesti. In particolare la lega Nyloid 2 risulta essere la più vantaggiosa in quanto è stata sviluppata appositamente per saldare gli acciai al 9% nickel. Questo tipo di elettrodo inoltre è presente sul mercato da qualche decina di anni ed è stato oggetto di continuo e costante miglioramento in funzione dei requisiti e delle norme via via più restrittive per la costruzione dei serbatoi di stoccaggio LNG. L’elettrodo possiede le seguenti caratteristiche specifiche: • Elettrodo a rivestimento basico per la saldatura in tutte le posizioni • Rendimento pari al 150% (in aggiunta al 100% rappresentato dall’anima metallica un altro 50% viene fornito dal rivestimento dell’elettrodo) • Alimentazione sia in AC che in DC • Lunghezza pari a 350 mm (ad eccezione del diametro 5.0 mm lungo 450 mm) • Fornito in confezione sottovuoto Sahara Ready Pack (SRP). Inoltre il suo rivestimento basico lo rende particolarmente resistente alla formazione di cricche a caldo, grazie all’azione purificante sul metallo fuso. Come detto può essere usato in tutte le posizioni tranne per il diametro 5.0 mm che risulta più adatto per la saldatura in piano. L’elettrodo ha la possibilità di essere utilizzato anche in AC, requisito necessario a causa della nota tendenza dell’acciaio al 9% nickel di avere magnetismo residuo e quindi ad essere suscettibile al fenomeno del soffio magnetico durante la sua saldatura. La confezione sottovuoto Sahara Ready Pack, il rivestimento a basso riassorbimento di idrogeno e la quantità di elettrodi contenuti nella confezione pari al consumo di un saldatore in un turno di lavoro permettono di avere l’elettrodo sempre nelle migliori condizioni di utilizzo per consentire gli adeguati requisiti qualitativi. Inoltre l’elettrodo può essere fabbricato secondo le classificazioni per lotto definite nella specifica AWS A5.01 (ad es. C3 o C5). Per quanto riguarda la saldatura tramite procedimenti sotto protezione gassosa (TIG e MIG), i materiali d’apporto sono l’LNT NiCro 60/20 per il TIG (ERNiCrMo-3) e LNM NiCro 60/20 per il MIG (ERNiCrMo-3). In generale l’impiego di questi procedimenti è consigliabile per la saldatura in officina e comunque in quelle situazioni ove sia possibile garantire una adeguata protezione gassosa della saldatura. Per quanto riguarda i prodotti per la saldatura ad arco sommerso, anche in questo caso sono diverse le possibilità per quanto riguarda la selezione del filo adatto (Tab. III). In realtà le leghe che meglio sembrano comportarsi nella saldatura degli acciai al 9% nickel sono LNS NiCro 60/20 (ERNiCrMo-3) e LNS NiCroMo 60/16 (ERNiCrMo-4). Per quanto riguarda i flussi da accoppiare ai suddetti fili esistono diverse opzioni: i flussi disponibili sono il P7000, il P2000, il P240 e l’LW380. Il P7000 ha un indice di basicità di 2.5 ed è particolarmente indicato in combinazione con fili ad alto contenuto di nickel per evitare rischi di criccabilità a caldo. Il P240 è un flusso indicato per applicazioni off-shore ed avendo un elevato indice di basicità (2.9) dà luogo a zone TABELLA II - Consumabili per la saldatura SMAW di un acciaio al 9 % nickel. AWS A 5.11 (Covered electrodes) Element ENiCrFe-2 NiCro 70/15 ENiCrFe-4 ENiCrFe-2* – Typical AWM ENiCrFe-9 – ENiCrMo-3 NiCro 60/20 ENiCrMo-6 Nyloid 2 ENiCrMo-3 ENiCrMo-6 Typical AWM Typical AWM C Mn Fe Si Cu Ni Co Al Ti Cr Nb (+Ta) Mo V W 0.10 1.0 - 3.5 12.0 0.75 0.50 Min. 62.0 (e) – – 13.0 - 17.0 0.5 - 3.0 0.5 - 2.5 – – 0.02 4.6 * 6.3 0.43 0.03 68.2 N.D. 0.04 0.1 17.3 1.9 0.9 N.D. N.D. 0.20 1.0 - 3.5 12.0 1.0 0.50 Min. 60.0 – – – 13.0 - 17.0 1.0 - 3.5 1.0 - 3.5 – – 0.15 1.0 - 4.5 12.0 0.75 0.50 Min. 55.0 – – – 12.0 - 17.0 0.5 - 3.0 2.5 - 5.5 – 1.5 0.10 1.0 7.0 0.75 0.50 Min. 55.0 (e) – – 20.0 - 23.0 3.15 - 4.15 8.0 - 10.0 – – 0.02 0.4 1.0 0.3 0.02 62.0 N.D. 0.03 0.1 22.5 3.5 9.0 N.D. N.D. 665 415 44 124 J, avg. > 650 (95 ksi) > 650 (95 ksi) > 20 > 25 > 760 (110 ksi) 775 515 44 > 30 80 J, avg. Rm in MPa > 550 (80 ksi) Rp0.2 in MPa Elongation (%) > 30 CVN @ - 196 °C 364 Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2008 0.10 2.0 - 4.0 10.0 1.0 0.50 Min. 55.0 – – – 12.0 - 17.0 0.5 - 2.0 5.0 - 9.0 – 1.0 - 2.0 0.05 3.0 6.0 0.4 0.02 68.0 N.D. 0 0.03 13.0 1.5 6.0 N.D. 1.5 > 620 (90 ksi) 720 470 39 85 J, avg. > 35 S. Angelotti e P. van Erk - Materiali d’apporto per la saldatura di serbatoi LNG in acciaio al 9% nickel TABELLA III - Consumabili per la saldatura SAW di un acciaio al 9 % nickel. AWS A 5.14 (Solid wire) Element ERNiMo-8 – ERNiMo-9 – ERNiCrMo-8 ERNiCrMo-3 LNS NiCro 60/20 ERNiCrMo-4 LNS NiCroMo 60/16 – ERNiCrMo-3 ERNiCrMo-4 Typical AWM Typical AWM C Mn Fe Si Cu Ni Co Al Ti Cr Nb (+Ta) Mo V W 0.10 1.0 10.0 0.50 0.50 Min. 60.0 – – – 0.5 - 3.5 – 18.0 - 21.0 – 2.0 - 4.0 0.10 1.0 5.0 0.50 0.3 - 1.3 Min. 65.0 – 1.0 – – – 19.5 - 22.0 – 2.0 - 4.0 0.03 1.0 Rem. 1.0 0.7 - 1.2 47.0 - 52.0 – – 0.70 - 1.50 23.0 - 26.0 – 5.0 - 7.0 – – 0.10 0.50 5.0 0.50 0.50 Min. 58.0 – 0.40 0.40 20.0 - 23.0 3.15 - 4.15 8.0 - 10.0 – – Rm in MPa 0.01 0.1 0.4 0.4 0 64.3 N.D. 0.07 0.08 21.8 3.84 8.8 N.D. N.D. 0.02 1.0 4.0 - 7.0 0.08 0.50 Rem. 2.5 – – 14.5 - 16.5 – 15.0 - 17.0 0.35 3.0 - 4.5 760 Not specified Rp0.2 in MPa 510 Elongation (%) 46% CVN @ - 196 °C 80 Remark:Typical AWM is Wire/Flux P 2000 combination fuse particolarmente resistenti al fenomeno della criccabilità. In passato il P240 è stato abbinato con il filo LNS NiCroMo 60/16 con risultati soddisfacenti. Il flusso LW380 è un flusso prefuso che offre il vantaggio di non essere igroscopico ed è quindi adatto per la saldatura in cantiere. Questo flusso viene usato in combinazione con il filo LNS NiCroMo 60/16. Il P2000 ha un indice di basicità di 1.7, consente un più facile distacco della scoria ed è particolarmente indicato per gli acciai inossidabili e per le leghe ad alto nickel. Può essere utilizzato con risultati soddisfacenti con entrambi i fili e rappresenta la soluzione in generale più indicata. La principale differenza tra i due fili riguarda la loro resistenza alla criccabilità a caldo e il loro costo per chilo. La lega LNS NiCro 60/20 ha un costo minore ma a causa del suo contenuto di niobio relativamente elevato, è maggiormente soggetta a fenomeni di criccabilità a caldo. Questo può accadere, ad esempio, a causa della formazione di composti intermetallici quali l’Fe3Nb, quando i parametri di saldatura non vengono controllati accuratamente. La lega LNS NiCroMo 60/16 ha un costo più elevato ma grazie al suo minore contenuto di niobio è meno soggetta alla formazione di cricche a caldo. 6. Saldatura ad arco sommerso con generatore di nuova concezione Come accennato, l’acciaio al 9% nickel ha una spiccata tendenza al magnetismo residuo e quindi durante le fasi di saldatura risulta suscettibile al fenomeno del soffio magnetico che può provocare difetti più o meno importanti. Da qui la necessità di utilizzare, nel caso dell’elettrodo rivestito, la corrente alternata per minimizzare l’effetto del fenomeno. Analogamente, sarebbe opportuno anche nella saldatura ad arco sommerso poter utilizzare la corrente alternata, senza che questo vada ad inficiare la ben nota qualità e l’affidabilità di questo procedimento di saldatura. Questa necessità, unita alle esigenze dei costruttori di strutture saldate di ottenere incrementi di produttività con una qualità migliorata, ha spinto Lincoln Electric ad una ricerca di notevole impegno tecnico ed economico. Dopo anni di ricerca e sviluppo è stato messo a punto un generatore di nuova concezione, denominato PW AC/DC 1000, che si differenzia sostanzialmente da quanto presente sino ad oggi sul mercato. Il nuovo generatore è un inverter da 1000 A al 100% caratterizzato da un 0.02 0.6 6.0 0.4 0.01 balance N.D. 0.06 0.07 15.0 0.03 15.8 N.D. 3.5 720 Not specified 500 35% 80 fattore di potenza pari al 95% e da un rendimento pari all’87%. È possibile parallelare un numero illimitato di generatori per un funzionamento a filo singolo, tandem e multiarco. Il generatore è controllato al 100% da un software dedicato ed è possibile la registrazione continua dei parametri di saldatura. Per la realizzazione di questi generatori si è partiti da un’analisi del comportamento dell’arco elettrico, sia in corrente continua che alternata. È noto che la corrente continua produce una migliore penetrazione ed ha una no- Figura 8 - Power Wave AC/DC 1000. Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2008 365 S. Angelotti e P. van Erk - Materiali d’apporto per la saldatura di serbatoi LNG in acciaio al 9% nickel Frequency Transition Rate di/dt Positive current Time Negative current Figura 9 - Possibilità di variazione della forma d’onda. tevole stabilità d’arco mentre la corrente alternata ha un più elevato tasso di deposito, un cordone più piatto e non ha problemi di soffio magnetico. Il PW AC/DC 1000 permette la saldatura in corrente continua (DC + o DC -) e in corrente alternata (AC). In particolare è possibile il controllo totale della forma d’onda in corrente alternata, sbilanciandola opportunamente. In particolare risultano significative le regolazioni di bilanciamento (Balance) che gestisce la ripartizione della durata di fase positiva e negativa all’interno del tempo del ciclo, di compensazione (Offset) che gestisce la traslazione della curva d’onda rispetto all’asse di riferimento (t) e di frequenza (Frequency), che nel PW AC/DC 1000 ha un campo di regolazione compreso tra 10 e 100 Hz. Tutte e tre queste regolazioni hanno un effetto significativo sulla penetrazione, sul tasso di deposito e sulla forma del cordone. Figura 10 - Fasi di fabbricazione di un serbatoio LNG. 366 Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2008 7. La saldatura con i procedimenti SMAW e SAW dei serbatoi LNG in acciaio al 9% nickel La Figura 4 mostra una sezione trasversale di un serbatoio di contenimento; il recipiente interno, in acciaio al 9% nickel, è costituito da grandi lamiere, le cui dimensioni dipendono dalle capacità di laminazione e di trattamento termico del fornitore. Nel caso in esame, le dimensioni delle lamiere sono 2.36 x 3.38 m, con spessore variabile da 27.5 a 10 mm, dal basso verso l’alto. Gli elementi di rinforzo hanno spessore variabile tra 6 e 14 mm, il primo fondo di 16.7 mm e il secondo fondo di 5 mm. Tutte le saldature orizzontali e verticali tra le virole sono realizzate tramite giunti di testa, gli elementi di rinforzo sono saldati mediante cordoni d’angolo mentre il secondo fondo è assemblato con saldature a sovrapposizione, a causa dell’accessibilità da un solo lato. La preparazione dei lembi da saldare dovrebbe essere eseguita preferibilmente dal fornitore delle lamiere, per evitare ulteriori operazioni in cantiere (lavorazione meccanica o taglio termico seguito da molatura per rimuovere lo strato surriscaldato) che se non eseguite con grande attenzione possono dare luogo a fenomeni di magnetismo residuo. È consigliabile inoltre la pulitura (ad esempio mediante acetone) dei lembi, da entrambi i lati del giunto, per evitare la contaminazione della saldatura con l’insorgenza di difetti quali cricche a caldo. Le lamiere del primo fondo di 16.7 mm di spessore vengono saldate in posizione piana con il procedimento SMAW per la sua flessibilità e per la possibilità di utilizzare più saldatori contemporaneamente per aumentare la produttività. La corrente alternata viene spesso impiegata per ridurre gli effetti del soffio magnetico. La preparazione dei lembi è di norma a V con angolo di 70°. Durante la saldatura dovrebbe essere rispettata una temperatura di interpass non superiore a 150 °C, con un apporto termico fino a 3 kJ/mm. Le passate al vertice vengono eseguite su supporto ceramico, utilizzando elettrodi di diametro pari a 3.25 mm. Il procedimento SAW può essere utilizzato per il riempimento, dopo che sia stato depositato un sufficiente numero di passate ad elettrodo che evitino lo sfondamento nella successiva saldatura SAW. Le saldature a sovrapposizione delle lamiere del fondo di 5 mm sono eseguite Figura 11 - Fasi di fabbricazione di un serbatoio LNG. S. Angelotti e P. van Erk - Materiali d’apporto per la saldatura di serbatoi LNG in acciaio al 9% nickel mediante elettrodo rivestito in quanto gli spessori sono troppo sottili per il procedimento SAW. La prima saldatura orizzontale riguarda la giunzione della prima virola (27.5 mm) con la piastra anulare (16.7 mm). La preparazione dei lembi consiste in un cianfrino a K di 45° con luce al vertice. A causa della limitata accessibilità, sono stati utilizzati, anche in questo caso, elettrodi rivestiti. Anche le saldature verticali possono essere realizzate con elettrodi rivestiti, di diametro pari a 2.5 mm per la passata di radice e diametro 3.25 e 4.0 per il riempimento. La Figura 12 a) illustra la tipica preparazione e la relativa sequenza delle passate per una saldatura con elettrodi rivestiti in posizione 3G ascendente. Per le virole successive, dove lo spessore si riduce a 10 mm (ultime quattro virole) viene adottata una preparazione simile con il cambio del cianfrino da X a V. Tutte le saldature orizzontali tra le virole possono essere eseguite con il procedimento SAW (dopo l’eventuale deposizione delle prime passate di radice con procedimento SMAW). La Figura 12 b) illustra una tipica preparazione e la relativa sequenza di deposizione delle passate, per la saldatura ad arco sommerso nella posizione 2G. Le ultime quattro virole, con spessore pari a 10 mm, sono preparate con cianfrino a V. In presenza di luce al vertice, si depositano alcune passate di chiusura mediante elettrodo rivestito. Se invece non vi fosse alcuna luce al vertice, non potendo realizzare la piena penetrazione direttamente con l’elettrodo, sarà necessario eseguire una molatura e ripresa a rovescio. a) Figura 12 - Preparazioni tipiche per la saldatura di un acciaio al 9% nickel con procedimenti SMAW e SAW. • I lembi devono essere accuratamente puliti con acetone od altri solventi organici. • Il preriscaldo è generalmente non richiesto quando la temperatura ambiente è superiore ai 15 °C. • I procedimenti di saldatura più efficaci, specialmente per la fabbricazione in cantiere, risultano essere l’elettrodo rivestito (SMAW) e l’arco sommerso (SAW). • Utilizzare quando possibile la corrente alternata (AC) sia per il procedimento SMAW che SAW per prevenire l’insorgenza di difetti causati dalla presenza di soffio magnetico. • Gli apporti termici possono essere compresi tra 0.5 e 3 kJ/mm con i vari procedimenti di saldatura. • La temperatura di interpass non deve superare i 150 °C. Bibliografia - The International Institute of Welding: «Guide to the welding and weldability of cryogenic steels», Document IIS/IIW-844-87, published by The Welding Institute, U.K., 1987. - Bethlehem Lukens Plate: «Low carbon, high strength plate for use at cryogenic temperatures (9% Nickel Steel)», www.bethsteel.com, November 2001. - Industrieel Arcelor Group: «Steel for pressure equipment designed for extra low temperature service (Cryelso® 9Q)», 14 February 2003. - Doucet J.P. et al.: «Recent progress in 9%Ni steel for LNG applications, the HTC9 grade steel (Creusot-Loire)», Conf. Proc. Transport and storage of LPG & LNG, 1984, pp. 21-37. - Bekkers K.: «Welding nickel alloyed structural steels for low service temperatures», Int. Conf. ADESOL, Madrid, 1992. - Bekkers K., Berkhout Th., van Nassau L. and Wende U.: «Welding of steels for use at low temperatures», Deutsche Verband für Schweisstechnik - Berichte Band 83, Düsseldorf, 1984. - Armstrong T.N. and Brophy G.R.: «Some properties of low carbon 8.5 per cent nickel steel», Conf. Proc. Petroleum Mechanical Engineering, ASME, Houston - Texas, USA, 5-8 October 1947. (A reprint by The International Nickel Company Inc., 1947). 8. Linee guida per la saldatura dell’acciaio al 9% nickel Nonostante nei punti precedenti di questa memoria siano state già ampiamente menzionate le informazioni generali riguardanti la saldatura dell’acciaio al 9% nickel, viene riportato di seguito un breve sommario: • Accertarsi che il magnetismo residuo nell’acciaio al 9% nickel sia assente o più limitato possibile. • Possibilmente richiedere lamiere con i lembi già preparati dal fornitore. b) ➠ segue Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2008 367 S. Angelotti e P. van Erk - Materiali d’apporto per la saldatura di serbatoi LNG in acciaio al 9% nickel • I saldatori devono essere adeguatamente addestrati e devono seguire quanto riportato nelle procedure di saldatura (WPS). • Si raccomanda pulizia tra le passate, mediante utensili appropriati (spazzole di acciaio inox ecc.). • Il materiale d’apporto deve essere trattato e stoccato in accordo con le prescrizioni del fabbricante. - Nippes E.F. and Balaguer J.P.: «A study of the weld heat-affected-zone toughness of 9% nickel steel», Welding Journal, September 1986, pp. 237-s to 243-s. - Machin. R.: «Welding aspects of 9% nickel steel», Welding and Metal Fabrication, July 1966, pp. 266-269. Koshiga F. et al.: «Matching ferritic consumable welding of 9% nickel steel to enhance safety and economy», Welding Journal, April 1984, pp.105-s to 115-s. Aguza K. et al.: «Production of 9% Ni steel UOE pipe with ferritic filler submerged arc welding», Transactions ISIJ, Vol. 26, 1986, pp. 359-369. Neessen F. and De Roy C.: «Guidelines for welding 9%Ni steel», Lincoln Smitweld Customer Training Program, The Netherlands & India, 1999. Hilkes J., Neessen F. and Caballero S.: «Soldadura de acero al 9% Ni para aplicaciones GNL», Seminario sobre Soldabilidad de Materiales para Usos Criogénicos (Int. Conf. On the Welding of Cryogenic Materials), CESOL y Feria Internacional de Bilbao, Spain, 25 de Septiembre de 2003. Hilkes J., Neessen F. and Caballero S.: «Electrodes for welding 9% nickel steel», Welding Journal, January 2004, pp. 30-37. - - - Stefano ANGELOTTI, laureato in Ingegneria Chimica presso l’Università di Genova nel 1993, ha svolto la sua attività in aziende operanti in campo navale, aeronautico e off-shore, con esperienze di cantiere all’estero. Dal 2000 lavora presso la Lincoln Electric Italia dove ha ricoperto il ruolo di Product Manager per i prodotti di consumo. Attualmente è Area Manager e responsabile per i segmenti industriali del Pipeline, dell’Industria di Processo e dell’Off-Shore. IIN NT TE ER RN NA AT TIIO ON NA AL L IIN NSST TIIT TU UT TE EO OFF W WE EL LD DIIN NG G B Booaarrdd ooff D Diirreeccttoorrss PPR REESSIID DEEN NTT Mr. Chris Smallbone - Australia PPR REESSIID DEEN NTT EELLEEC CTT Prof. Dr.-Ing. Ulrich Dilthey - Germany PPA ASSTT PPR REESSIID DEEN NTT Mr. Bertil Pekkari - Sweden TTR REEA ASSU UR REER R Prof. Dr.-Ing. Detlef von Hofe - Germany VVIIC CEE--PPR REESSIID DEEN NTT Prof.Dr. Qiang Chen - P.R. China VVIIC CEE--PPR REESSIID DEEN NTT Prof.Dr. Slobodan Kralj - Croatia VVIIC CEE--PPR REESSIID DEEN NTT Prof. Luisa Quintino - Portugal 368 Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2008 D DIIR REEC CTTO OR RSS Mr. Chee Pheng Ang - Singapore Mr. Philippe Bourges - France Prof. Dr. Horst Cerjak - Austria Dr. Takashi Miyata - Japan Dr. Baldev Raj - India Mr. Ray W. Shook - USA Dr. Christoph Wiesner - UK Lincoln Electric Italia Datemi Conarc One ® e vi salderò il mondo Lincoln Electric Italia Srl Via Fratelli Canepa, 8 - 16010 Serra Riccò - Genova Tel. +39 010 754 11 20 - Fax +39 010 754 11 50 - E-mail: [email protected] www.lincolnelectric.eu qGDVHPSUHOHDGHUQHOOHVROX]LRQL SHULOWDJOLRHORVPXVVRGLWXELHODPLHUHD IUHGGR/D1RVWUDJDPPDFRSUHLGLDPHWUL GD´D´SHUWXWWLLWLSLGLWXELLQPHWDO OR ODVFLDQGR XQ RWWLPR JUDGR GL ILQLWXUD /HJJHUH VHPSOLFL IDFLOL GD XWLOL]]DUH OH 1RVWUH PDFFKLQH VRQR XQ VROLGR SDUWQHU VXFXLIDUHRJQLJLRUQRDIILGDPHQWR 9,$$57,*,$1, 725%,$72',$'52%6,7$/< 7(/)$; ZZZJEFLQGXVWULDOWRROVFRPVDOHV#JEFLQGXVWULDOWRROVFRP Uso innovativo del basso apporto termico in saldatura: esperienze sul “Cladding” e brasatura col ® processo CMT (°) G. Lorenzin * G. Rutili ** Sommario / Summary Come risulta ampiamente noto nell’ambito della tecnologia della saldatura, l’apporto termico di un processo di giunzione è determinante dei risultati ottenibili sotto molteplici aspetti che toccano direttamente fenomeni di natura metallurgica, proprietà tecnologiche ed integrità della giunzione saldata nonché deformazioni e tensioni residue. Inoltre, un apporto termico piuttosto che un altro può essere decisivo agli effetti della produttività ed economia del processo. Il presente articolo verte su una sperimentazione condotta nel laboratorio di Processi Speciali di Saldatura (PSS) dell’IIS con la collaborazione della Arroweld Italia inerente due soggetti tecnologici di notevole interesse quali il “cladding” con leghe ad elevata resistenza alla corrosione e la brasatura di spessori sottili, ambidue mediante metodologia di saldatura a filo continuo sotto gas in una versione del tutto particolare nota come “Cold Metal Transfer - CMT®”. Nel caso del “cladding” sono investigati gli aspetti più critici di un riporto anticorrosione quali la penetrazione nel substrato ed il grado di diluizione che spesso compromette la resistenza intrinseca alla corrosione del riporto. Per quanto riguarda la brasatura vengono invece approfonditi il grado di deformabilità delle strutture brasate nonché l’impatto del processo sulle proprietà meccaniche del materiale base e l’eventuale influenza o meno della presenza di strati di zincatura sulla qualità della giunzione brasata (bonding, spruzzatura, ecc.). As well known in welding technology, the heat input contribution in the joining process is, for many aspects, a crucial (°) Memoria presentata alle Giornate Nazionali di Saldatura 4 - Workshop: “Brasatura” - Genova, 25-26 Ottobre 2007. * Arroweld Italia - Zanè (VI). ** Istituto Italiano della Saldatura - Genova. factor in the achieved results that directly affect on phenomena of metallurgical nature, mechanical properties, integrity of welded joints as well as deformations and residual stresses. In addition, difference in heat input may be a decisive factor for the process productivity and economy. This article focuses on some tests carried out at the IIS’s Special Processes Welding Dept. (PSS) with the collaboration of Arroweld Italia. These experimental tests dealt with two great interesting technological subjects such as: “cladding”, using high corrosion-resistant alloys and “brazing” of thin sheet by gas shielded metal arc welding process in a very particular version, known as “Cold Metal Transfer - CMT ®” developed by Fronius. In the case of “cladding”, the most critical aspects of an anticorrosion overlay are investigated such as the substrate penetration and the dilution rate that often undermines the corrosion resistance of the cladding material. As regards the “brazing”, the deformability level of soldered structures, the influence on mechanical properties of the parent metal and the possible influence of the layers of zinc coating on the final quality of the brazed joint are also discussed. Keywords: Brazing; cladding; cold; energy input; galvanised steels; GMA welding; laboratories; metal transfer; research and development; scope; sheet; surfacing. Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2008 373 G. Lorenzin e G. Rutili - Uso innovativo del basso apporto termico in saldatura: esperienze sul “Cladding”, ecc. 1. Introduzione Il processo CMT (Cold Metal Transfer, trasferimento di metallo a freddo), rappresenta una rivoluzione nella tecnica di saldatura sia per quanto riguarda l’apparecchiatura di saldatura sia per l’applicazione. Il processo CMT non è solo un processo completamente nuovo ma consente ambiti applicativi finora completamente inesplorati. Il limite nell’utilizzo del processo GMAW può finalmente essere di molto spostato consentendo una finestra di utilizzo finora impensabile. Un esempio è la saldatura di acciaio ed alluminio. In questo articolo il principio del processo è descritto in modo dettagliato, così come le proprietà ed i vantaggi del processo. Dopo una veloce presentazione dell’apparecchiatura vengono presentate le tre maggiori aree di applicazione del CMT con relativi esempi. 2. La storia del processo Il CMT ha una storia che inizia da lontano. Nel 1991 Fronius ha iniziato a studiare la possibilità di saldare ad arco alluminio e acciaio. Da subito si era reso evidente che la soluzione consisteva nel ridurre in maniera significativa l’apporto termico della saldatura. La seconda esperienza significativa, alla base dello sviluppo del processo, è passata attraverso l’esperienza acquisita dai progettisti con SFI (Spatter Free Ignition, accensione senza spruzzi), la funzione di ottimizzazione dell’accensione arco attraverso il movimento del filo fatto avanzare fino a toccare il pezzo da saldare e poi ritirato in una posizione predefinita ottimale per la procedura di accensione. Questa funzione, per la prima volta integrata nel processo di saldatura, ha rappresentato a sua volta un’innovazione. Infine, lo spunto arrivato da un cliente 374 Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2008 che chiedeva una soluzione ottimizzata per realizzare una saldatura composta con poche gocce di metallo fuso su alcune lamiere estremamente sottili. In quel momento si sono poste le basi per lo sviluppo del CMT. Nel 2002 il nuovo processo era di per sé chiaro e ben studiato e quindi prese inizio formalmente il progetto di sviluppare una soluzione ottimizzata adatta per uso industriale. 3. Principio del processo CMT si traduce con “trasferimento di metallo a freddo”; in realtà si riferisce al processo GMAW dove ciò che cambia è l’apporto termico rispetto al caratteristico arco corto conosciuto. Per evidenziare il ridotto apporto termico rispetto al processo tradizionale si è introdotto l’aggettivo “Cold” (freddo). Il processo CMT consiste in un processo ad arco corto dove ciò che è innovativo è un sistema completamente nuovo di controllo del trasferimento del materiale fuso. Il controllo del trasferimento delle gocce che si formano al momento della fusione del filo durante la fase di corto circuito. Nel processo ad arco corto tradizionale il filo viene spinto avanti fino alla realizzazione del corto circuito sul pezzo; nel momento in cui si realizza il corto circuito aumenta l’intensità di corrente nel filo e quindi avviene la fusione del metallo. Dal momento in cui il metallo diventa liquido si ricrea la condizione precedente al corto circuito e l’arco si accende nuovamente. In questa gestione esiste una condizione di elevato apporto termico durante la fase di corto circuito ed una fase di arco pressoché incontrollato successiva, dove l’elevata energia in gioco è responsabile della produzione degli spruzzi di materiale fuso. Con il processo CMT il filo non è solo spinto avanti ma anche richiamato (“tirato indietro”) dal pezzo; la fre- quenza di alimentazione e richiamo del filo ha un valore medio di 70 Hz. L’idea di ciò che succede praticamente è esemplificata nella Figura 1. Tre sono le caratteristiche principali che distinguono il CMT da un processo GMAW convenzionale: • Il movimento del filo è integrato nel controllore che gestisce il processo di saldatura. Prima del CMT il movimento del filo era gestito attraverso movimenti fissi o variabili predeterminati (ad esempio Syncropulse, saldatura con doppia pulsazione). Nel processo CMT il filo viene ritratto nel momento in cui si verifica il corto circuito. Nel momento in cui si verifica, il motore di alimentazione del filo inverte la direzione di alimentazione ed il filo viene spinto indietro. Quando termina il corto circuito e l’arco si apre nuovamente, il motore ancora inverte il senso di alimentazione del filo che viene spinto verso il pezzo da lavorare così da mantenere il processo stabile. La gestione dei movimenti del motore, così come la velocità di alimentazione del filo, non è basata su tempi o velocità predeterminati ma bensì viene ottimizzata dal microprocessore per realizzare e mantenere le caratteristiche d’arco pre-impostate. Per riassumere con un’espressione che contenga il principio di funzionamento si può sostenere che: il movimento del filo determina cosa succede nel bagno di saldatura e ciò che succede nel bagno di saldatura determina il movimento del filo. Questo è il motivo per cui dobbiamo parlare di frequenza media di oscillazione del motore: se il corto circuito accade leggermente prima (ad esempio perché si riduce la distanza fra la punta guida filo e il pezzo da saldare), il richiamo del filo viene anticipato. Se il corto circuito avviene con leggero ritardo, il richiamo del filo seguirà lo stesso ritardo. Per questo la frequenza di Figura 1 - Il principio di funzionamento CMT, con l’oscillazione dell’alimentazione del filo. G. Lorenzin e G. Rutili - Uso innovativo del basso apporto termico in saldatura: esperienze sul “Cladding”, ecc. variazione del movimento del motore varia nel tempo, ma la media è circa 70 Hz. • La seconda peculiarità del CMT consiste nel fatto che il trasferimento di materiale fuso avviene in una condizione quasi a corrente assente, mentre nel processo ad arco corto convenzionale avviene nella fase di corto circuito quando cioè si è nella condizione di massimo apporto termico. Con il processo CMT non è l’elevata intensità di corrente responsabile dell’apertura dell’arco successiva alla fase di corto circuito ma bensì il movimento del filo che viene ritratto dal pezzo. Il movimento del filo supporta il trasferimento di metallo che avviene a causa delle tensioni superficiali che si realizzano nella fusione. Per ciò la corrente durante la fase di trasferimento del metallo può essere mantenuta molto bassa e quindi ridurre in modo significativo l’apporto termico al pezzo. La Figura 2 mostra schematicamente l’andamento tensione/corrente durante la saldatura. • Infine il processo CMT è caratterizzato dal fatto che il movimento del filo supporta il trasferimento di metallo fuso al pezzo così come sopra esposto. 4. I vantaggi del sistema Con il processo ad arco corto tradizionale è l’elevata intensità di corrente durante la fase di corto circuito che produce la fusione del filo e l’apertura successiva dell’arco. La fase di fusione e la seguente apertura dell’arco producono il trasferimento di metallo; fenomeno che avviene in modo poco controllato e conseguentemente con una elevata quantità di spruzzi di metallo fuso. Nel processo CMT la corrente durante la fase di corto circuito può essere mantenuta ad un livello veramente molto basso, inoltre la riapertura dell’arco avviene attraverso il movimento di allontanamento del filo, in modo perfettamente controllato. Questa gestione produce una saldatura/ brasatura pressoché senza spruzzi in presenza di una sostanziale riduzione dell’apporto termico. Questo risultato è col- U I t t Figura 2 - Diagramma corrente e tensione in una saldatura CMT. legato all’applicazione del processo con angoli di posizionamento della torcia tipici della saldatura ad arco corto (nel caso di condizioni estreme circa l’inclinazione della torcia si possono presentare piccole proiezioni). In ogni caso esse non sono dovute al processo di per sé ma bensì hanno origine nel bagno fuso. Questa peculiarità del processo CMT si traduce nell’azzeramento delle costose attività di pulizia dei pezzi dagli spruzzi di metallo fuso. Un altro vantaggio rilevante del processo CMT è la perfetta gestione della lunghezza dell’arco; nel processo tradizionale la lunghezza d’arco viene gestita attraverso la rilevazione della tensione di saldatura. La tensione di saldatura non è solo funzione della lunghezza d’arco, essa viene influenzata da molteplici fattori quali ad esempio le condizioni delle superfici da saldare (ossidi, vernici, ecc.) o la variazione delle tolleranze di accoppiamento dei lembi; gli effetti di questi fattori falsano i valori di tensione che sono rilevati creando condizioni di variabilità della lunghezza d’arco stessa. Nel processo CMT il movimento di ritrazione del filo è generato dal rilievo del corto circuito che rappresenta la posizione 0 del valore della lunghezza dell’arco. Il filo viene ritratto ad una certa velocità e per un tempo determinato quindi è il prodotto di velocità e tempo. Non avviene come per i sistemi convenzionali che si basano sulla lettura della tensione d’arco ma la lunghezza d’arco è gestita meccanicamente dopo ogni corto circuito. Visto che mediamente la frequenza di inversione del movimento del filo è di 70 Hz, possiamo sostenere che l’aggiustamento della lunghezza d’arco viene realizzato 70 volte al secondo. Anche in presenza di sostanziali modificazioni del valore dello stick-out (distanza dalla punta guida filo al pezzo) la lunghezza d’arco viene mantenuta perfettamente costante. Anche variazioni della velocità di saldatura non hanno effetto sulla lunghezza d’arco che rimane perfettamente costante, cosa invece del tutto opposta per i sistemi ad arco corto convenzionali. Il terzo vantaggio rilevante del CMT è l’elevata attitudine a compensare elevate tolleranze di accoppiamento dei lembi. Il problema, quando si saldano spessori sottili con elevate luci fra i lembi da unire, è rappresentato dal relativamente alto apporto termico così che si fondono i lembi prima che si sia formato il cordone di saldatura. La Figura 3 mostra un esempio di applicazione del processo CMT per l’unione tramite brasatura di lamiere di 0.8 e 1.5 mm, con una luce di 2 mm, realizzata con una velocità di 1 m/min. Figura 3 - Brasatura di due lamiere, rispettivamente di 0.8 e 1.5 mm, con luce di 2 mm, filo CuSi3 d.1.0 mm, velocità saldatura 1 m/min. Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2008 375 G. Lorenzin e G. Rutili - Uso innovativo del basso apporto termico in saldatura: esperienze sul “Cladding”, ecc. 5. L’apporto termico con il processo CMT e sue combinazioni Il processo CMT puro è caratterizzato da una corrente di corto circuito veramente molto bassa. Di conseguenza l’apporto termico risulta decisamente contenuto e l’altezza del cordone realizzato, in relazione alla larghezza dello stesso, diventa rilevante. Rispetto al processo ad Arco Pulsato il CMT si mostra diametralmente opposto; il processo ad Arco Pulsato è caratterizzato da un apporto termico relativamente alto e da una elevata penetrazione. L’apparecchiatura di saldatura, grazie alla sua tecnologia di gestione interamente digitale, permette di realizzare combinazioni di processi con CMT e Arco Pulsato. Ad esempio è possibile alternare un ciclo CMT a tre impulsi di corrente. Il risultato è un cordone che passa dal “freddo” CMT a un cordone più “caldo”, con maggiore penetrazione ed una forma geometrica decisamente differente. La Figura 4 mostra la variazione nella forma e nella penetrazione del cordone con differenti quantità di impulsi sovrapposti ad un ciclo CMT. Se si utilizza ad esempio un ciclo CMT e 10 impulsi alternativamente, la penetrazione e l’apporto termico sono circa gli stessi di un Arco Pulsato classico ma con il vantaggio dell’esatto aggiustamento meccanico della lunghezza d’arco ad ogni ciclo. La combinazione CMT- Arco Pulsato viene utilizzata con soddisfazione anche nel caso di tolleranze di accoppiamento dei lembi elevate, quando si richiede una penetrazione significativa, quando si deve plasmare maggiormente il materiale riportato. Figura 5 - Diagramma Tensione - Corrente con area utilizzo del processo CMT. 376 Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2008 Figura 4 - Cambiamenti nella penetrazione e nella geometria del giunto per differenti combinazioni CMT+Arco Pulsato (numero di impulsi fra un ciclo CMT ed il successivo). 6. I limiti del processo Come ogni altro processo di saldatura anche il CMT ha i suoi limiti di impiego. La Figura 5 mostra l’area di impiego del processo in un diagramma TensioneCorrente. Il processo CMT ha i suoi limiti superiori di impiego aderenti al processo ad arco corto convenzionale; quando cioè inizia la zona di transazione dell’arco (zona globulare). Per correnti maggiori non esiste più il fenomeno del corto circuito e quindi non si può utilizzare il processo CMT. Il limite di impiego inferiore del processo è più basso rispetto all’arco corto convenzionale così da permettere l’allargamento della finestra di impiego del processo GMAW. 7. Il sistema di saldatura La Figura 6 mostra un disegno schematico del sistema di saldatura in una configurazione robot. Il sistema è completamente controllato digitalmente. La comunicazione fra i vari componenti dell’apparecchiatura avviene in modo estremamente veloce; questo aspetto è molto importante per il processo in quanto il microprocessore deve rilevare istantaneamente cosa avviene nel bagno di saldatura e reagire di conseguenza. Il sistema di saldatura nel suo complesso non verrà spiegato nei dettagli in questa sede, sono da evidenziare invece la torcia ed il disaccoppiatore (Wire Buffer) dei due motori trainafilo in quanto sono due elementi chiave del sistema. Il filo non è solo spinto verso il punto di saldatura ma viene anche ritratto, questo movimento è gestito dal motore della torcia. Il motore presente nell’alimentatore del filo invece alimenta il filo solo in una direzione, si tratta di un motore relativamente lento che non può gestire l’inversione del senso di alimentazione con la necessaria velocità. Succede quindi che in un certo momento il motore della torcia ritrae il filo spingendolo in direzione opposta a quella in cui lavora l’alimentatore filo, di fatto i due motori si contrastano a vicenda. Per questo motivo è stato previsto il Wire Buffer che funge da volano per il filo di saldatura immagazzinandolo nel momento in cui viene spinto indietro dal motore torcia e rendendolo disponibile subito dopo al momento dell’inversione della direzione. Più in dettaglio si può evidenziare come il motore della torcia lavori con elevatissime caratteristiche dinamiche, inversione della direzione di alimentazione di 70 volte al minuto, ma non sia in grado di fornire valori di coppia sufficienti a garantire una perfetta alimentazione del filo sul bagno. Figura 6 - Sistema di saldatura CMT in una configurazione robot tipo. G. Lorenzin e G. Rutili - Uso innovativo del basso apporto termico in saldatura: esperienze sul “Cladding”, ecc. Figura 8 - Torcia di saldatura per processo CMT. Una rivoluzione nel settore per dimensioni, peso e funzionalità. Figura 7 - Wire Buffer aperto in funzione. Il Wire Buffer, oltre ad immagazzinare il filo, aiuta l’alimentazione dello stesso al motore della torcia annullando di fatto le resistenze all’avanzamento nel pacco cavi. Il Wire Buffer lavora nel modo illustrato nella Figura 7. La guaina guidafilo nel Wire Buffer è fissata solamente in un lato del sistema e può scorrere liberamente sull’altro. La posizione alta corrisponde al Wire Buffer pieno, la posizione bassa al Wire Buffer vuoto. Il movimento di alimentazione del filo, tramite il carrello spingi filo, è tarato in modo da mantenere il Wire Buffer “mezzo pieno”. In questo modo il motore della torcia può alimentare il bagno di saldatura senza sforzo alcuno così come può ritrarre il filo dopo aver rilevato il corto circuito. Il secondo componente, che è importante da descrivere in dettaglio, è la torcia di saldatura. Questa torcia rappresenta realmente una rivoluzione nel settore delle apparecchiature di saldatura, per le sue funzioni, il peso, le dimensioni. La torcia per saldare con processo CMT è visibile nella Figura 8. Il motore in questa torcia è un servomotore alimentato in c.a.; è assemblato senza l’utilizzo di un riduttore in quanto questo diventerebbe il punto debole del sistema, introducendo giochi eccessivi e deteriorandosi troppo rapidamente (a causa dell’inversione di direzione di alimentazione filo a 70 Hz). Il corpo motore è direttamente integrato nella struttura della torcia e questa soluzione permette di contenere le dimensioni ed il peso della stessa, così come consente di ottimizzare il centro di gravità della stessa a tutto vantaggio dell’applicazione su robot. Il movimento del filo nella torcia risulta estremamente preciso, questo grazie al movimento del motore che è controllato digitalmente. In aggiunta a ciò è stata messa a punto una soluzione per registrare in maniera estremamente accurata la pressione fra i rulli rendendola riproducibile fedelmente in modo da consentire di settare impianti differenti nel medesimo modo. 8. Applicazioni Il processo CMT compirà fra poco due anni di vita (dal momento di lancio sul mercato) ed innumerevoli sono le esperienze applicative, fra le maggiormente rappresentative citiamo: • Brasature MIG in assenza di spruzzi • Lamiere sottili (ferro, inox, alluminio) • Giunzione di metalli differenti (alluminio-acciaio) • Riporti anticorrosivi • Lamiere di acciaio fino a 6 mm di spessore con utilizzo di CO2 puro • Passata di radice nel settore pipe line. Tutti i materiali base e di apporto saldabili con il processo GMAW possono essere lavorati anche con il processo CMT. Così come tutte le geometrie dei giunti, le posizioni di saldatura, le posizioni torcia. A titolo esemplificativo approfondiamo le prime tre applicazioni sopra riportate. La brasatura MIG è un processo conosciuto da lungo tempo. Il vantaggio della brasatura MIG di lamiere galvanizzate consiste nel fatto che si fonde solo il materiale di apporto mentre il materiale base rimane solido. La brasatura MIG convenzionale è caratterizzata da pochi spruzzi di metallo fuso che, però, a seconda dell’applicazione, della posizione torcia, della tipologia del giunto possono aumentare fino ad un livello critico. Quando ciò succede sono necessarie lavorazioni ulteriori per l’asportazione degli spruzzi che possono essere molto onerose. Con il processo CMT l’apertura dell’arco è controllata dal movimento del filo che asseconda anche il trasferimento di metallo fuso, così come precedentemente descritto. Questo consente, quando gli angoli di inclinazione della torcia sono corretti, di effettuare la brasatura MIG in assenza totale di spruzzi, così come presentato nella Figura 9. Grazie all’assenza di spruzzi non sono richieste onerose lavorazioni di finitura. Inoltre con il processo CMT la lavorazione viene effettuata con una sostanziale riduzione dell’apporto termico così che aumenta l’“attitudine” a compensare le Figura 9 - Brasatura CMT di lamiere galvanizzate (1 mm di spessore). Velocità di saldatura 1.1 m/min. Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2008 377 G. Lorenzin e G. Rutili - Uso innovativo del basso apporto termico in saldatura: esperienze sul “Cladding”, ecc. persegue sistematicamente la ricerca sulla riduzione dei pesi, l’ottimizzazione delle caratteristiche meccaniche e del baricentro della struttura del veicolo. Il problema maggiore nella saldatura di acciaio ed alluminio è rappresentato dalla formazione di una fragile fase intermetallica fra i Figura 10 - Saldatura in piano, spessore lamiere alluminio 0.8 mm. Saldatura senza supporto. Velocità di saldatura 1.5 m/min. tolleranze di preparazione dei lembi. In molti settori industriali, dove si lavorano lamiere di basso spessore, il peso del manufatto saldato risulta essere un elemento critico. Ad esempio, nell’industria automobilistica le auto dovrebbero diventare sempre più leggere così da consumare meno carburante ed essere più veloci. Specialmente quando si saldano due lamiere in piano l’apporto termico deve essere mantenuto il più basso possibile, così da ottenere un cordone piccolo e costante invece di fondere i lembi o di-storcere le lamiere stesse. Fino ad ora, per ottenere il migliore risultato, era necessario eseguire queste lavorazioni utilizzando un supporto alla saldatura. Grazie al basso apporto termico del processo CMT da ora è possibile eseguire saldature in piano senza supporto anche per spessori sottilissimi di metallo (ad esempio 0.5 mm di alluminio). Grazie a queste caratteristiche, onerose operazioni di preparazione del giunto prima della saldatura o di ripresa successiva possono essere omesse con un notevole risparmio economico. La Figura 10 mostra una saldatura in piano di due lamiere di alluminio da 0.8 mm di spessore. Un’altra applicazione rappresentativa della potenzialità del processo è l’unione di lamiere di acciaio ed alluminio. Questo è un altro esempio di una necessità dell’industria automobilistica che due materiali. Più è sottile questa fase, maggiori sono le caratteristiche meccaniche del giunto saldato. Lo spessore di questa zona è direttamente proporzionale all’apporto termico durante la saldatura. Per contenere al massimo questa zona bisogna ridurre al massimo l’apporto termico, questo è possibile con il processo CMT che quindi si rivela ottimale per realizzare queste giunzioni miste. La Figura 11 mostra una saldatura ad arco di una lamiera di acciaio galvanizzata con una lamiera di alluminio. Come si vede nella Figura 11 il materiale base di alluminio è fuso mentre la lamiera galvanizzata è brasata. La condizione per unire assieme lamiere di alluminio e acciaio è che l’acciaio deve essere galvanizzato con uno spessore di zinco di 10 micron o superiore. Infatti il trattamento superficiale si comporta come “aggrappante” per la brasatura. 9. Attività sperimentale Allo scopo di mettere in evidenza i vantaggi dell’impiego di metodologie di saldatura a basso apporto termico, sono state individuate due applicazioni dove tale aspetto offre livelli di qualità di indubbio pregio in termini di caratteristiche funzionali dei manufatti ottenibili. Le applicazioni individuate sono: • Riporti superficiali ad elevata resistenza alla corrosione con leghe di nichel. • Brasatura strutturale ad arco su particolari in acciaio mediante leghe di rame. Vengono esposti di seguito i dettagli della sperimentazione condotta. 9.1 Riporti resistenti alla corrosione La sperimentazione è stata condotta utilizzando un impianto automatico dotato di unità saldante Fronius-CMT ® operante con metodologia di saldatura a filo continuo sotto protezione di gas (GMAW) e un robot antropomorfo per la movimentazione Comau SiX. Si è deciso di effettuare riporti di lega Inconel 625 su spezzoni di lamiera costituita da acciaio al carbonio-manganese comune per impieghi strutturali. La Tabella I specifica l’analisi chimica sia del materiale di riporto, sia del materiale base utilizzato. La strategia sperimentale scelta è stata quella di mettere a confronto tre varianti della GMAW, nello specifico i riporti sono stati realizzati come segue: • Saggio 1: versione ibrida Arco Pulsato - CMT Figura 11 - Saldatura ad arco di una lamiera di acciaio galvanizzata con una lamiera di alluminio (entrambe le lamiere con spessore 1 mm). Velocità di saldatura 70 cm/min. TABELLA I - Analisi chimica del materiale base e di riporto. Composizione chimica [%] Materiale C Mn Si Ni Cr P Mo Al Ti Fe Acciaio C-Mn 0.19 0.83 0.16 0.08 0.046 0.003 - - - resto Inconel 625 0.1 0.5 0.6 58 21 - 9.5 0.4 0.4 2 378 Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2008 G. Lorenzin e G. Rutili - Uso innovativo del basso apporto termico in saldatura: esperienze sul “Cladding”, ecc. TABELLA II - Parametri di processo mantenuti costanti. Velocità di saldatura [mm/min] Oscillazione [mm] Gas Portata [l/min] Filo Ø [mm] Stick-out [mm] 250 10 Ar 99.9 18 1.2 20 Figura 12 - Sezione macrografica trasversale del saggio 1. Figura 13 - Sezione macrografica trasversale del saggio 2. • Saggio 2: versione Arco Pulsato classico • Saggio 3: versione CMT puro. Per ognuna di queste modalità è stato eseguito un riporto composto da 10 cordoni affiancati con leggera sovrapposizione, ogni cordone lungo circa 200 mm. Per tutti i saggi realizzati si è cercato di mantenere costanti alcuni parametri di processo, riportati nella Tabella II. Di seguito vengono riportati i dati specifici per ognuno dei saggi realizzati ed i risultati ottenuti in termini di diluizione del ferro secondo analisi quantometrica stratificata. • Altezza media del riporto: 3.3 mm • Tasso di deposizione oraria: 4.3 kg/h. Lo spessore del riporto è stato sottoposto ad una analisi chimica stratificata, togliendo di volta in volta 0.8 mm di materiale. L’analisi chimica è stata eseguita nel tratto di inizio (analisi 1) e in quello di fine (analisi 2) saldatura. La Tabella IV elenca i valori riscontrati per il tenore di ferro a profondità diverse. Saggio 2 La Figura 13 illustra una sezione macrografica trasversale dei dieci cordoni di riporto realizzati con modalità di trasferimento ad arco pulsato. Si può notare dalla macrografia un ancoraggio del riporto al sub-strato privo di difetti ed una penetrazione più che adeguata. La Tabella V descrive l’andamento dei parametri elettrici durante l’esecuzione del riporto. Con l’utilizzo di questa metodologia si sono ottenuti i seguenti risultati: • Altezza media del riporto: 3.4 mm • Tasso di deposizione oraria: 3.7 kg/h. Saggio 1 La Figura 12 illustra una sezione macrografica trasversale dei dieci cordoni di riporto realizzati con modalità ibrida CMT-Pulsato. Si può notare dalla macrografia un ottimale ancoraggio del riporto al sub-strato, senza eccessiva penetrazione. La Tabella III descrive l’andamento dei parametri elettrici durante l’esecuzione del riporto. Con l’utilizzo di questa metodologia si sono ottenuti i seguenti risultati: TABELLA IV - Analisi chimica del ferro nel saggio 1. Lo spessore del riporto è stato sottoposto ad una analisi chimica stratificata, in modo analogo al saggio 1 (Tab. VI). TABELLA III - Parametri utilizzati per saggio 1. Cordone Corrente [A] Tensione [V] 1 152 17.2 2 153 17.3 3 152 17.2 4 152 16.8 5 150 17.0 6 152 16.9 7 153 17.2 8 150 17.0 9 150 17.0 10 152 17.2 TABELLA V - Parametri utilizzati per saggio 2. Cordone Corrente [A] Tensione [V] 1 169 23.1 2 169 22.8 3 171 22.9 4 172 22.8 Profondità dalla superficie [mm] Analisi 1 Analisi 2 5 168 23.1 0.8 6.3 6.5 6 169 23.0 1.6 8.3 8.2 7 169 23.0 2.4 8.7 8.9 8 168 29.9 3.2 8.4 8.6 9 170 22.7 10 168 23.1 4 Contenuto di ferro [%] Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2008 379 G. Lorenzin e G. Rutili - Uso innovativo del basso apporto termico in saldatura: esperienze sul “Cladding”, ecc. 9.2.1 Materiali usati nella sperimentazione Sono state considerate due tipologie di acciai diversi di comune impiego nel campo automobilistico ovvero: • DP 600 (Dual Phase Steels Family) • TRIP 800 (Transformation Induced Plasticity Steels Family). L’acciaio DP 600 è un acciaio caratterizzato da una microstruttura ferritica con una elevata percentuale di martensite. Il laminato usato risulta zincato da entrambe le superfici con spessore di zincatura pari a 7 μm. Lo spessore del laminato è di 0.87 mm. L’acciaio TRIP 800 possiede invece una struttura trifasica composta da ferrite, bainite ed austenite residua. Il laminato usato possiede spessore pari a 1.6 mm ed anch’esso è zincato su tutte e due le superfici. Le Figure 15 e 16 rendono visibile la microstruttura dei due materiali. Il materiale d’apporto per la brasatura considerato in questo studio è una lega a base di rame con aggiunta di un 3% di silicio (Cu-Si3) disponibile in filo di diametro 1.2 mm. Proprietà fondamentali di questa lega sono: • Temperatura di fusione: 965÷1035°C • Resistenza a rottura: ~ 350 MPa • Allungamento A5: 40% • Composizione chimica: Mn: 1.0% Si: 3% - Sn: 0.1% - Zn: 0.1% Cu: resto. Figura 14 - Sezione macrografica trasversale del saggio 3. Saggio 3 La Figura 14 illustra una sezione macrografica trasversale dei dieci cordoni di riporto realizzati con modalità di trasferimento CMT puro. Si può notare dalla macrografia un ancoraggio del riporto al sub-strato privo di difetti ed una penetrazione minima. La Tabella VII descrive l’andamento dei parametri elettrici durante l’esecuzione del riporto. Con l’utilizzo di questa metodologia si sono ottenuti i seguenti risultati: • Altezza media del riporto: 4.2 mm • Tasso di deposizione oraria: 5.6 kg/h. Lo spessore del riporto è stato sottoposto ad una analisi chimica stratificata, come nei saggi precedenti. Quest’ultimo saggio, oggetto di riporto in modalità CMT puro, dimostra la più bassa presenza di ferro proveniente dalla diluizione del materiale base, come mostrato nella Tabella VIII. TABELLA VII - Parametri utilizzati per saggio 3. Cordone Corrente [A] Tensione [V] 1 212 16.0 2 215 16.0 3 210 15.8 4 212 15.9 5 212 6 208 7 9.2 Brasatura strutturale ad arco su particolari in acciaio mediante lega di rame La giunzione strutturale mediante brasatura, oggi, tende a separarsi nettamente dal suo passato. Rispetto alla metodologia manuale, a carattere artigianale, e legata storicamente all’uso della fiamma ossicombustibile, essa oggi entra a pieno titolo nel mondo delle metodiche altamente automatizzate. Nell’ambito del presente studio, è stata condotta una campagna sperimentale allo scopo di verificare le caratteristiche delle giunzioni ottenute mediante un impianto a filo continuo sotto protezione di gas, già usato nella sperimentazione precedente, ovvero l’unità Fronius-CMT®. TABELLA VI - Analisi chimica del ferro nel saggio 2. Profondità dalla superficie [mm] Analisi 1 Analisi 2 0.8 13.2 15.1 1.6 13.6 16.2 2.4 14.3 16.5 3.2 13.4 15.8 Contenuto di ferro [%] 4 TABELLA VIII - Analisi chimica del ferro nel saggio 3. 16.1 Profondità dalla superficie [mm] Analisi 1 Analisi 2 16.0 0.8 2.51 2.4 208 16.0 1.6 2.72 2.56 8 212 15.9 2.4 2.86 2.73 9 210 16.0 3.2 2.71 2.71 10 210 16.1 4 2.64 2.6 380 Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2008 Contenuto di ferro [%] G. Lorenzin e G. Rutili - Uso innovativo del basso apporto termico in saldatura: esperienze sul “Cladding”, ecc. B F AR M F Figura 15 - Microstruttura dell'acciaio DP600. Figura 16 - Microstruttura dell'acciaio TRIP800. TABELLA IX - Brasatura - Parametri esecutivi. Saggio Corrente [A] Tensione [V] Velocità [mm/min] B1DP 110 9.5 1000 B5DP 122 11.5 1200 B1TRIP 110 9.5 1000 B2TRIP 110 9.5 1200 B3TRIP 100 8.5 1200 B4TRIP 93 8.5 1200 9.2.2 Sperimentazione Sono state eseguite giunzioni a sovrapposizione in piano, omogenee (DP-DP, TRIP-TRIP) con parametri esecutivi variabili secondo il piano elencato nella Tabella IX. La brasatura è stata eseguita quindi con adduzione del filo in forma automatica e continua come nei processi GMAW in Figura 17 - Macrografia di un giunto brasato in DP600. protezione di gas inerte: Ar 99.98%. 9.2.3 Risultati L’operazione di brasatura effettuata mediante un’unica passata si presenta regolare con deformazioni di ritiro di entità trascurabile. È stato eseguito un sezionamento trasversale del giunto allo scopo di valuta- zione della sua configurazione, degli effetti sulla microstruttura dell’acciaio nonché per rilievo della microdurezza HV0.1. La Figura 17 corrisponde ad una immagine macro di uno dei giunti brasati in DP600 mentre la Figura 18 corrisponde all’analoga immagine macro per uno dei giunti brasati in TRIP 800. Figura 18 - Macrografia di un giunto brasato in TRIP800. Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2008 381 G. Lorenzin e G. Rutili - Uso innovativo del basso apporto termico in saldatura: esperienze sul “Cladding”, ecc. Sulle sezioni macro è stato condotto un rilievo della microdurezza HV0.1 prendendo in considerazione le zone caratteristiche della giunzione ovverosia: • Materiale base • ZTA • Cordone di brasatura. Nelle Figure 19 e 20 vengono illustrati i risultati di queste verifiche. 10. Analisi dei risultati e considerazioni conclusive Riporti con Inconel 625 Certamente tra tutte le tre metodologie sperimentate, quella che ha dato origine al saggio 3, ossia CMT puro, è quella che risulta più promettente con un tasso di deposito pari a 5.6 kg/h ed un’altezza media di riporto intorno a 4.2 mm. Nel saggio 3 il tenore di ferro massimo raggiunto a 2.5 mm di profondità risulta pari a 2.7%. Se si considera che nel filo di Inconel 625 normalmente è presente il ferro in un contenuto tra 1 e 1.7% ciò sta a significare che il processo di riporto ha contribuito, tramite diluizione, a trasportare verso la superficie non più dell’1%, il che risulta notevolmente vantaggioso. Tali risultati permettono di individuare, nella metodologia sperimentata, una valida soluzione per riporti su particolari di dimensioni medio piccole dove i processi classici di riporto ed elevati tassi di deposizione possono risultare antieconomici ed eccessivamente invasivi soprattutto per quanto riguarda i loro corposi apporti termici (arco sommerso ed elettroscoria). Brasatura ad arco e filo continuo Il tipo di brasatura sperimentato ha dimostrato alcuni vantaggi rispetto ad un equivalente processo di saldatura ad arco quali ad esempio GMAW oppure GTAW. Si possono evidenziare i se- guenti vantaggi: • Minor livello di deformazioni • Assenza di spruzzature • Assenza di incisioni marginali • Minor livello di difettosità • Relativa indipendenza nei confronti della composizione chimica delle parti da giuntare • Minor influenza della presenza di zincatura • Elevata velocità di deposito del singolo cordone. Tuttavia occorre segnalare alcune problematiche da tenere in considerazione: • Diversamente da una saldatura con materiale d’apporto in acciaio, la resistenza meccanica della lega brasante può certamente raggiungere non più del 50% rispetto a quanto può offrire un materiale d’apporto in acciaio. La resistenza dell’adesione all’acciaio costituente le parti da giuntare può comunque raggiungere valori superiori. Posizione HV0.1 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 191 196 214 274 355 351 128 293 239 201 262 288 280 Posizione HV0.1 1 296 2 322 3 480 4 465 5 160 6 333 7 135 8 468 9 460 10 380 Figura 19 - HV0.1 su un giunto brasato in DP600. Figura 20 - HV0.1 su un giunto brasato in TRIP800. 382 Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2008 G. Lorenzin e G. Rutili - Uso innovativo del basso apporto termico in saldatura: esperienze sul “Cladding”, ecc. • Anche se di minor entità rispetto al processo di saldatura vero e proprio, la zona termicamente alterata dalla brasatura presenta modificazioni microstrutturali che stravolgono l’equilibrio tra le varie fasi presenti negli acciai considerati nello studio. Tale alterazione si manifesta in maggior misura nella brasatura del TRIP 800 e si evidenzia nei livelli di durezza raggiunti in ZTA (HV 0.1 460÷480). Queste alterazioni sono sicuramente presenti nelle ZTA delle rispettive saldature ad arco ma di entità non note agli autori del presente articolo. Una valutazione comparativa quindi è rimandata ad un ulteriore studio ed approfondimento. • L’incremento della durezza in ZTA è sicuramente collegato ad un aumento delle proprietà resistenziali dell’ac- ciaio ma altrettanto da mettere in relazione ad un possibile infragilimento. Dovendo modificare questo aspetto, occorre certamente operare sulla velocità del processo di brasa- tura e rivedere il ciclo termico di esso, in particolare per quanto riguarda la velocità di raffreddamento del giunto nell’intervallo di trasformazioni di fase. Bibliografia – Babbit M.: «Some highlights on new steel products for automotive use», Steel Research Int. 77 (2006), No. 9-10. – Barani A.A., Ponge D., Raabe D.: «Strong and ductile martensitic steels for automotive applications», Steel Research Int. 77 (2006), No. 9-10. – Tumuluru Murali D.: «Resistance spot welding of coated high-strength dualphase steels», Welding Journal, August 2006. – Volpone L.M., Reyes F.A., Müller S.M., Rutili G.: «Impact of the welding process in microstructure and hardness of HSS (DP And Trip), applying the GMAW: CMT, Brazing: CMT and Laser LBW - CO 2 processes», Proceedings of the 3er encuentro y congreso internacional en tecnologia de la soldadura industrial, Settembre 5÷7, 2007, Saltillo (Messico). Gianluca RUTILI, laureato in Ingegneria Meccanica presso l’Università di Genova. Funzionario dell’Istituto Italiano della Saldatura dal 2001, attualmente è in forza all’Area Ricerca Processi Speciali Saldatura. Si occupa di ispezione, assistenza e sviluppo dei processi di saldatura manuali ed automatizzati e svolge attività di ricerca sulla saldatura di materiali avanzati e sui procedimenti di saldatura innovativi con particolare indirizzo sui sistemi a filo continuo, ad arco sommerso, laser, saldatura/taglio plasma e friction stir welding. MACCHINE E IMPIANTI UNI ha realizzato una nuova Collana di prodotti elettronici relativi al mondo delle Macchine e Impianti. I nuovi prodotti elettronici UNI - più snelli e mirati nei contenuti e più semplici da usare grazie ad un nuovo motore di ricerca - sono stati ideati per venire maggiormente incontro ai reali bisogni dei clienti. Un'offerta più ampia di titoli per meglio rispondere alle esigenze del mercato: è questo il futuro dei prodotti elettronici UNI. I prodotti UNI per la Direttiva PED L'offerta UNI consiste in 7 CD-ROM (acquistabili singolarmente) che forniscono la normativa tecnica completa a tutti coloro che nell'ambito delle proprie mansioni devono operare nel rispetto della Direttiva PED 97/23/CE in materia di attrezzature a pressione. x x x x x x x Recipienti per attrezzature a pressione Accessori per attrezzature a pressione Saldatura per attrezzature a pressione Metalli non ferrosi per attrezzature a pressione PND per attrezzature a pressione Tubazioni per attrezzature a pressione Metalli ferrosi per attrezzature a pressione 97/23/EC Pressure Equipment Directive Per informazioni: Tel. 02 70024200 - Fax 02 5515256 - E-mail [email protected] Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2008 383 200.000 volte informati Il sistema di informazione e di marketing messo a punto da Com-Media S.r.l. per lo sviluppo dell’industria idrica e del gas viene utilizzato ogni anno da oltre 200.000 operatori italiani ed esteri Il portale internet www.watergas.it con oltre 200.000 visitatori annui è lo strumento di informazione e lavoro per tutti gli operatori interessati allo sviluppo dell’industria dell’acqua e del gas in Italia; Gli annuari AcquAgenda e GasAgenda con una diffusione di 7500 e 5000 copie rispettivamente, sono la versione stampata che contiene tutti i dati presenti sul portale www.watergas.it per una consultazione rapida e sempre disponibile; Le banche dati dei gestori italiani dell’industria idrica e del gas sono lo strumento per trasformare la visibilità offerta dagli annuari e del portale internet in programmazione dell’attività di marketing e sviluppo dei contatti. 700 aziende che offrono prodotti e servizi per la progettazione, costruzione e gestione delle reti e degli impianti per l’industria dell’acqua e del gas già utilizzano gli strumenti del sistema informativo di Com-Media per mantenere o attivare i contatti con i propri clienti attuali e potenziali. 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Daurelio * 1 Dau = 1 mm3 / kJ Sommario / Summary Dopo 40 anni di LMP (Laser Material Processing) e di Saldatura a Fascio Laser - LBW (Laser Beam Welding) in merito a studi, ricerche e applicazioni industriali, oggigiorno è finalmente possibile sottoporre all’attenzione del “Popolo dei Laseristi” la possibile adozione di alcune regole comuni di base e una unità di misura (il Dau) per la tecnologia di saldatura a Laser - LBW. Questa unità definisce l’Efficienza di Saldatura a Fascio Laser - LBWE (Laser Beam Welding Efficiency) come il volume fuso (MV) nell’unità di tempo (MVs) per l’unità di potenza (o energia) laser. Questo metodo di valutazione prende in esame “il prodotto” (cordone di saldatura) e non il “processo” come fin qui avveniva con i modelli teorici (matematici o di bilancio termico). Per fare ciò in questo lavoro è stato riportato un layout schematico in cui la Melted Area (MA) - il Melted Volume (MV) e il Melted Volume per secondo (MVs) sono calcolati automaticamente tramite un IMAGE SOFTWARE ANALYSIS System. In tal modo, se tutte le condizioni al contorno sono state in pieno soddisfatte, è possibile definire l’unità di misura della efficienza di saldatura a fascio laser che viene suggerita e sottoposta all’attenzione dei Laseristi, Tecnologi, Progettisti ed Utilizzatori finali per l’applicazione e l’uso sia del metodo che della unità Dau, in modo tale che tutti possano così discutere e confrontarsi utilizzando lo stesso linguaggio. * After 40 years of the LMP (Laser Material Processing) and LBW (Laser Beam Welding) studies, researches and industrial applications, nowadays it is possible to undertake at “the Laser People” attention the possible adoption of some common stated basic rules and a measurement unit (the Dau) for the LBW technology. This unit defines the LBWE (Laser Beam Welding Efficiency) unit as the Melted Volume (MV) per time unit (MVs) per incident Laser Power (or Energy) unit. With this method the evaluation occurs on the “product” (weld bead) of the welding process and not on the “process” as usually in the theoretical models (mathematical or thermal balance ones). To do this a schematic layout has been reported; so that the Melted Area (MA) - Melted Volume (MV) and Melted Volume per second (MVs) are automatically relieved and calculated on the base of an IMAGE SOFTWARE ANALYSIS System. At the end if the all boundary conditions are fully respected and satisfied, then it is possible to define a Laser Beam Welding Efficiency measurement unit that it is suggested and undertaken to the Research Colleagues, Technologists, Design Engineers, Laser End-Users. So they all can “use” the same language. Keywords: CO2 lasers; efficiency; laser beams; laser welding; measurement units; YAG lasers. Dip. InterAteneo di Fisica - Università e Politecnico di Bari. Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2008 387 G. Daurelio - Una unità di misura per il calcolo dell’efficienza nel processo di saldatura a laser: il Dau Introduzione Forti di circa quaranta anni di studi sul Laser Material Processing e sul Laser Beam Welding, ricerche e applicazioni industriali, siamo in grado di presentare all’attenzione dei “laseristi” e di chi usa industrialmente il laser la possibile adozione di alcune comuni regole di base, con tanto di un’unità di misura (il Dau) per la tecnologia di LBW. Questa unità, corrispondente a 1 Dau = 1 mm3 /kJ, definisce l’unità di Laser Beam Welding Efficiency come il volume fuso nell’unità di tempo per unità di potenza laser incidente. Questa unità, la prima e unica al momento sia per l’LBW che per l’LBWE, è già stata sottoposta in campo internazionale per la prima volta durante il XV Simposio Internazionale GCL HPL - Gas Flow and Chemical Lasers & High Power Laser, tenutosi dal 30 Agosto al 3 Settembre 2004 a Praga (Repubblica Ceca). L’unità Dau è stata ricavata con un metodo innovativo per la valutazione quantitativa dell’efficienza del LBW (il metodo DA.LU.) che fu accettato e presentato per la prima volta a Laser ’97, il Simposio Europeo sui Laser e Ottiche nel Manufacturing, tenutosi nel Giugno 1997 a Monaco di Baviera (Germania). Una visione d’insieme del sistema di misura che utilizza il metodo DA.LU. è riportato nelle Figure 1 e 2. Durante gli ultimi sette anni d’applicazione di questo metodo, lo stesso è stato ancora una volta implementato e applicato come LBWE su materiali differenti (acciai inossidabili, alluminio, rame nonché titanio e le loro leghe). Questi ultimi risultati furono riferiti durante lo stesso Simposio Internazionale segnalato, poi furono esposti al C.N.R. I.N.F.M. - (M.M.D.) Matter Material Device meeting del 22-24 Giugno 2005 a Genova, per finire con la presentazione recente, degli ultimi aggiornamenti dello stesso metodo ed impiego dell’unità Dau, al Convegno GNS 4 (Giornate Nazionali di Saldatura) tenutosi il 25 e 26 Ottobre 2007 a Genova. Con questo metodo la valutazione si effettua “sul prodotto” (cordone della saldatura) e non “sul processo” di saldatura, come avveniva con l’adozione dei modelli teorici (matematici o di bilancio termico). A questo proposito la zona fusa (MA), il volume fuso (MV), il volume fuso al secondo (MVs) sono automaticamente calcolati tramite l’uso di un software specifico per acquisizione, gestione e archivio immagini (Nikon Lucia-LIM), un microscopio ottico stereo, una telecamera digitale, un PC, un monitor video e un monitor viewer. In questo articolo viene fornita una descrizione schematica di quanto ricercato e studiato dal 1970 al 2008 a proposito del processo di saldatura a laser sia in termini di parametri di lavoro che di efficienze di processo, così come dei problemi, dati e parametri che hanno sempre fortemente influenzato e resi inapplicabili i molti modelli teorici succedutisi nel tempo. Alla fine, se tutte le “condizioni al contorno” sono state rispettate e soddisfatte completamente, è possibile definire un’unità di misura d’efficienza della saldatura a fascio laser 1 Dau = 1 mm3 / kJ, suggerita dall’Autore e sottoposta ai Colleghi Ricercatori, ai Tecnologi, ai Progettisti, agli Utilizzatori della tecnologia di saldatura a laser, Industrie e PMI, per un uso quotidiano. Così facendo tutti quanti potremmo “parlare” la stessa lingua. Diamo anzitutto una descrizione schematica a proposito degli ultimi trentotto anni sul processo di saldatura a laser, sia come parametri di lavoro sia come caratterizzazione della sezione trasversale del cordone di saldatura. Le sorgenti laser considerate sono state la CO2 (a gas), la Nd:YAG (a stato solido) e la H.D.P.L. (ad array di diodi). I parametri di lavoro Sono stati considerati: laser a CO 2 , Nd:YAG e H.P.D.L.; struttura modale del fascio laser; tipo di ugello e dimensioni del foro di uscita gas di copertura; tipo di lente (KCl - ZnSe) o di specchio; dimensioni del fascio laser in uscita cavità laser; tipo di gas di copertura (N2, Ar, He); spot laser focalizzato o defocalizzato; angolazione fascio laser (a 90° o altra gradazione); tipo e lunghezza focale della lente di focalizzazione; livelli di potenza laser; posizione relativa del fuoco ottico rispetto alla superficie del materiale; densità di potenza laser o di energia per impulso; velocità di saldatura; saldatura autogena; mate- Figura 1 - Il sistema con cui si è misurato MA, MV e MVs mentre si esamina con uno stereomicroscopio un giunto tra materiali dissimili (AISI 304 / Cu - DHP). 388 Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2008 G. Daurelio - Una unità di misura per il calcolo dell’efficienza nel processo di saldatura a laser: il Dau Figura 2 - Un’altra immagine del sistema di misura e relativo microscopio stereo. riale d’apporto; distanza ugello-materiale; architettura stazione di saldatura (fascio laser fermo con movimento del solo asse Z e pezzo in movimento con tavola a croce XYZ per pezzi leggeri e/o di piccole-medie dimensioni, oppure pezzo fermo e fascio laser in movimento con robot cartesiano o antropomorfo per componenti pesanti e/o di grandi dimensioni); fascio laser in regime continuo (CW) o impulsato (pulsed); frequenza di impulsamento, valore del duty cycle, durata impulso, impulso a una geometria o composto (pre impulso e post impulso); potenza di picco; portata e pressione del gas di copertura. Caratterizzazione della sezione trasversale del cordone di saldatura La caratterizzazione avviene attraverso: • lo spessore del materiale (sample thickness) TH (in mm); • altezza del fuso (melted height) MH (in mm); • larghezza del fuso (melted width) MW (in mm); • area fusa (melted area) MA (in mm2); • volume fuso (melted volume) MV (in mm3); • completa profondità di penetrazione (full penetration depth) FP (in mm); • incompleta profondità di penetrazione (incomplete penetration depth) IP (in mm); • rapporto o aspetto di forma (aspect ratio) AR = MH / MW; • zona termicamente alterata (ZTA) heat affected zone (HAZ); • strutture metallurgiche sul materiale base, al cuore del fuso e nella zona di transizione; • tipo di attacco chimico metallografico a seconda del “tipo” di materiale di base di partenza e della “struttura finale” del fuso. Questi parametri sono stati misurati sempre sulla sezione trasversale dei cordoni, di saldatura a laser, dopo il consueto trattamento con tecniche metallografiche e successivi attacchi chimici per rivelare le strutture metallurgiche in visione macro e micro del fuso. La caratterizzazione dei cordoni di saldatura è stata effettuata sempre considerando i parametri sopra citati in funzione dei parametri di potenza laser impiegata e velocità di saldatura (WS). Efficienza del processo: modelli teorici Negli ultimi trent’anni, a riguardo dell’efficienza di processo della saldatura a laser, sono stati sottoposti ai laseristi diversi modelli teorici, matematici o di bilancio termico: Swift - Hook & Gick (1973), Cline & Antony (1977), Klemens (1977), Mazunder & Steen (1980), Schuoker & Abel (1984), Golubev, Kokora, Sobol (1988), Ki, Mohanty & Mazunder (2000), Esposito & Daurelio (1980), Daurelio et al. (1988, 1990 e 1992), Daurelio & Ludovico (1997)... con gli ultimi cinque da considerarsi implementazioni successive del primo. Tutti questi modelli di bilancio termico o matematici sono influenzati forte- mente da: • proprietà termofisiche, dei metalli o leghe o acciai da saldare, in funzione della temperatura; • cambiamento di fase (da solida a liquida a vapore); • energia laser realmente assorbita sulla superficie del campione a confronto dell’energia laser che è inviata sulla superficie dello stesso. Tutti i modelli hanno in realtà fallito il loro compito e si sono resi inapplicabili per diversi problemi, tra cui si segnalano: • la difficoltà di reperire e conoscere i valori dei parametri termofisici per tutte le leghe, superleghe, acciai e metalli in funzione della temperatura, da T20 a T di fusione; • l’energia realmente assorbita è molto differente da quella inviata sul materiale; • il giunto di saldatura è stato ottenuto tra due metalli e/o leghe e/o acciai dissimili; • si verificano uno o due cambiamenti di fase; • le misure sulle sezioni trasversali del cordone di saldatura, dell’altezza, della larghezza e del volume del fuso non sono sempre corrette ma “personalizzate” (diverse da persona a persona); • due sorgenti e fasci laser diversi sono impiegati contemporaneamente nello stesso punto di interazione lasermateria e nello stesso momento; • un materiale d’apporto è aggiunto durante il processo di saldatura a laser; • l’uso di questi modelli nelle Industrie Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2008 389 G. Daurelio - Una unità di misura per il calcolo dell’efficienza nel processo di saldatura a laser: il Dau e nelle PMI è molto difficile; • l’impossibilità di confrontare i dati sperimentali sul LBW e LBWE, forniti da centri di ricerca e diversi ricercatori, anche se ottenuti usando le stesse sorgenti laser (tipo, modello e fabbricante). Perché introdurre un nuovo metodo per valutare l’efficienza di saldatura Le ragioni per l’introduzione di un nuovo metodo di valutazione dell’efficienza del processo di saldatura sono diverse. Anzitutto i precedenti modelli presentano dei limiti: • trascurano quella parte dell’energia del fascio convertita in calore latente di fusione (di bassa entità) e di ebollizione (di non trascurabile entità); • in MR (Melting Ratio) è inclusa tutta la potenza laser incidente, non solo quella realmente assorbita (stabilita dall’ETE, Energy Transfer Efficiency); • il più alto valore di MR è il 48%; • i valori dei diversi parametri delle proprietà termofisiche del materiale da saldare devono essere conosciuti per poter valutare ETE ed MR (come pure altri parametri chiamati X e Y). Questi dati sono dipendenti dalla temperatura. Alcuni autori considerano i valori dei parametri delle caratteristiche termofisiche, a temperatura ambiente, i più attendibili, altri ricercatori fanno riferimento a valori calcolati vicini alla temperatura di fusione. Ci sono anche esperti che usano valori medi tra quelli citati; ad ogni modo è difficile reperire dati affidabili per le proprietà termofisiche per un ampio intervallo, come quello che va da 20 a 1500 °C. La rapida evoluzione di nuovi materiali rende la cosa ancora più difficile. L’incompleta conoscenza di questi dati non consente di calcolare X, Y, ETE ed MR (ecco la prima ragione per cui introdurre un nuovo metodo per valutare l’efficienza di saldatura). È necessario fare la sezione trasversale del cordone di saldatura, quindi prepararlo per valutazioni metallografiche mediante lucidatura e attacco chimico rispettivamente, per misurare le profondità di penetrazione e le larghezze delle corone. 390 Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2008 Dopo ciò possono essere calcolati X, Y, ETE ed MR. A questo punto emergono due problemi riguardanti delle precise misurazioni: L’altezza della sezione trasversale del cordone Per il caso della piena penetrazione, secondo alcuni ricercatori l’altezza utile è pari allo spessore del materiale. Dall’altro lato c’è un gruppo di questi che pensa che una metà altezza della testa del cordone di saldatura (corona) deve essere aggiunta allo spessore del materiale. Altri esperti tengono in considerazione anche l’altezza del materiale fuso, che fuoriesce dalla parte inferiore della lamiera (radice o piede del cordone). Inoltre, ancora più difficile è prendere le misure per forme più complesse della corona del cordone (biconvessa, biconcava o a cuspide). Ecco quindi una seconda ragione per cui introdurre un nuovo metodo per valutare l’efficienza di saldatura. Gli stessi problemi esistono anche nel caso di incompleta profondità di penetrazione. La larghezza della sezione trasversale del cordone È difficile misurare le larghezze del cordone sia per la piena che per l’incompleta penetrazione, specialmente se le diverse sezioni trasversali presentano forme geometriche complesse e differenti. Per misurare queste ultime, nel corso dell’ultimo ventennio, sono state suggerite diverse tecniche da seguire: a) la media tra la larghezza del cordone a metà spessore della lamiera e la larghezza della corona a metà della sua altezza; b) la media tra la larghezza del cordone ad un terzo e a due terzi della sua altezza e larghezza della corona a metà della sua altezza; c) nel caso di piena penetrazione, con o senza materiale fuso sulla parte inferiore della lamiera, la media tra la larghezza del cordone in corrispondenza della parte inferiore della lamiera, la larghezza del cordone a metà della sua altezza, la larghezza del cordone in corrispondenza della parte superiore della lamiera e la larghezza della corona a metà della sua altezza. È bene sottolineare che i dati relativi alle misure, effettuate a un mezzo, un terzo e due terzi dell’altezza del fuso, sono rife- rite allo spessore del materiale saldato. Questo è un altro problema per il calcolo di X, Y, ETE ed MR, ed è anche una terza ragione per introdurre un nuovo metodo per valutare l’efficienza di saldatura. Le svariate fonti di dati per le caratteristiche termofisiche rendono difficile e non univoco il calcolo di MR ed ETE, quindi il confronto di dati sperimentali tra ricercatori risulta quasi impossibile: ecco una quarta ragione per introdurre un nuovo metodo di valutazione per l’efficienza di saldatura. I modelli sopra menzionati risultano inoltre di difficile impiego nelle applicazioni industriali e nelle piccole aziende PMI perché le procedure per misurare sia l’altezza che la larghezza della saldatura sono lunghe e complicate. È anche complesso correlarle alle proprietà termofisiche del materiale: si tratta di una quinta ragione per cui introdurre un nuovo metodo per valutare l’efficienza di saldatura. Molto spesso, per chiare esigenze costruttive, tecniche e funzionali, si rende necessario eseguire giunti tra materiali dissimili (es. acciai al C + acciai inox o tra due diversi acciai inox o addirittura tra un acciaio al C oppure inox + Cu o una sua lega, ecc.). In tale evenienza, proprio perché i materiali sono molto dissimili, risulta inapplicabile qualunque metodo di calcolo dell’efficienza, in quanto già le sole caratteristiche termofisiche di entrambi non permettono di essere utilizzate contemporaneamente. Ecco allora un’altra, una sesta ragione per cui introdurre un nuovo metodo per valutare l’efficienza di saldatura. È chiaro quindi che un nuovo metodo, più semplice, per stabilire l’efficienza del processo di saldatura a laser, per le esigenze industriali risulti benvenuto. I dettagli del nuovo metodo Alcuni anni fa furono risolti i primi due problemi mediante l’uso di un metodo per migliorare i calcoli dell’altezza e della larghezza della sezione trasversale di un cordone. Queste misure erano normalizzate, ovvero erano la media di tutte le misure di altezza e larghezza. Furono così ottenute valutazioni più affidabili e precise di X, Y, ETE ed MR, risolvendo così la seconda, terza e quarta ragione. G. Daurelio - Una unità di misura per il calcolo dell’efficienza nel processo di saldatura a laser: il Dau Tuttavia, i problemi relativi alla prima e alla quinta ragione non furono risolti. Per colmare le lacune del “metodo normalizzante”, fu così messo a punto un nuovo semplice metodo, che tenesse conto dei valori dell’area di fusione (MA), del volume fuso (MV) e quindi dell’efficienza di saldatura (WE), poiché questi tre parametri tengono conto di tutti gli altri parametri di processo in quanto fortemente correlati tra loro. Questo nuovo metodo comprende facili calcoli sulla base di una analisi, mediante software, di immagini catturate da una telecamera (analogica o digitale) e prende il nome di “DA. LU. Method” dai suoi autori Daurelio & Ludovico. In questo modo la sezione trasversale del cordone di saldatura viene mostrata, ad elevati ingrandimenti (10, 20, 50, 100 x) su un monitor dove il volume, l’altezza e la larghezza dell’area fusa vengono misurati utilizzando un software speciale di acquisizione, gestione e archiviazione di immagini. È anche possibile stabilire gli “Aspect Ratio” (rapporto tra le profondità di penetrazione e il valore normalizzato delle larghezze del fuso). In questo modo si può prendere una scorciatoia per valutare l’efficienza del processo, trascurando il rapporto tra l’energia effettivamente assorbita e quella incidente (ETE) e i parametri termofisici. Così, si definisce efficienza del processo di saldatura a laser (in mm 3 / kJ) il volume fuso per unità di tempo, fissata la potenza incidente (in kW). Nel caso sia impiegato un fascio laser “impulsato”, al posto della “potenza incidente” (in kW ossia kJ/s) va inserito il valore della “energia per impulso” (in kJ) moltiplicato per il valore della “frequenza di ripetizione impulsi” (in Hz ossia s-1). Con questo metodo, la valutazione avviene “sul prodotto” (sezione trasversale del cordone) e non “sul processo” della saldatura come di consueto nei modelli precedenti; tutti i problemi sono in questo modo completamente risolti. 2 Area di fusione MA (mm ) Questo parametro fornisce alcuni dati quantitativi riguardo l’area fusa in funzione di altri parametri di lavoro. I risultati, riportati in forma grafica, mostrano un tipico andamento iperbolico in funzione della velocità di saldatura (mm / s o m / min). Si possono elencare una serie di osservazioni a proposito della MA, fortemente influenzata da: • velocità di saldatura (WS); • lunghezza focale (FL) della lente di focalizzazione; • tipo di gas di copertura e il suo flusso; • tipo di lente; • proprietà termofisiche del materiale. 1) Per i valori più alti di WS, la MA mostra, a un fissato livello di potenza, variazioni minime; per un dato spessore e all’interno del range operativo, che va da un valore max (velocità critica) a quello minimo di WS, la MA cresce esponenzialmente e si ottiene il valore minimo quando è impiegata la WS “critica” (ossia la massima velocità ammessa per lo spessore impiegato). 2) I valori di MA aumentano all’incrementarsi del livello di potenza laser. 3) MA tende a zero per un valore di WS molto maggiore della WS critica. 4) Per una WS più bassa (precisamente per WS molto minore della WS critica) e vicina allo zero, i valori di MA tendono verso un valore discreto e minimo. Questo comportamento è dovuto alla profondità di fusione (MD) per una incompleta penetrazione o alla profondità di penetrazione (PD) per una piena penetrazione, che richiede un valore massimo e costante quando la larghezza del fuso sta aumentando. 3 Volume fuso per secondo MVs (mm /s) Questo parametro è il prodotto della MA per WS. Tutto quanto detto finora è in pieno accordo con precedenti lavori sia degli stessi Autori del “DA. LU. Method” che di altri ricercatori, soprattutto a riguardo dei giunti saldati a laser, di testa, per sovrapposizione, ad angolo e cruciformi, a potenze di 2 e 1.5 kW e valutati dal Line Source Model per MR ed ETE in funzione di WS e PD. 3 Efficienza di saldatura WE (mm /kJ o Dau) Questo parametro è dato dalla pendenza delle semirette che descrivono gli andamenti dell’MVs in funzione del livello di potenza laser. In genere è difficile commentare o confrontare l’efficienza, specie se è necessario predisporre diversi metodi e processi, adottati da differenti ricercatori e centri di ricerca. Dalle figure che seguono appare chiaro che: • la WE non opera a un valore di efficienza costante; • una volta fissati la lunghezza focale LF, il tipo di gas e il livello di potenza, si può osservare che il processo è funzione della velocità di saldatura (WS), con un andamento che ha un valore massimo corrispondente alla velocità critica di saldatura. Per velocità di saldatura, molto più alte in valore o molto più piccole della WS critica, i valori di WE decrescono. Questa è, evidentemente, una forte correlazione tra WE e WS; in modo analogo, se WE è correlata con MD (Melting Depth per incompleta penetrazione) o con PD (Penetration Depth), si è notato che il valore massimo dell’efficienza si ha in corrispondenza della piena profondità di penetrazione (full PD) o alla massima profondità di fusione (maximum MD), decrescendo in ambo i casi a sinistra e a destra di quei valori dell’altezza fusa. Quando WE è correlata con il livello di potenza laser, per un materiale, uno spessore e altri parametri di lavoro fissati, i suoi valori aumentano tanto quanto aumentano i valori di MV, ma il risultato è che WE rimane sempre confinata nel range compreso tra 8 e 50 mm3 /kJ (o Dau) per livelli di potenza laser compresi tra 0.5 e 2 kW e nel range compreso tra 25 e 55 mm 3 /kJ (o Dau) per livelli di potenza laser compresi tra 3 e 14 kW. Nonostante l’elevato numero di sezioni trasversali esaminate, per tutti gli acciai, i valori di WE sono sempre compresi tra gli 8 e i 55 Dau, dipendenti dalle proprietà termofisiche dei materiali saldati. Quando è necessario usare valori di WS più bassi o più alti della WS critica, i valori correlati di MVs si muovono su una linea retta parallela all’asse delle Y (in corrispondenza di un fissato livello di potenza laser) dall’alto verso il basso; pertanto, allo stesso tempo, aumenta MA e diminuisce WE. Se la densità di potenza è circa 10 6 W/cm2, così che si può innescare il processo di “key-holing”, e la WS ha valori che permettono tempi di interazione laser-materia discretamente buoni (in accordo con la velocità di saldatura), la WE assume i più bassi o i più alti valori (da 20-25 a 55 Dau) dipendenti dal fatto che sia stata raggiunta o meno Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2008 391 G. Daurelio - Una unità di misura per il calcolo dell’efficienza nel processo di saldatura a laser: il Dau la piena profondità di penetrazione. Il miglior range operativo di WE è compreso tra 20 e 50 Dau per un livello di potenza laser compreso tra 0.5 e 2 kW, e tra 30 e 55 Dau per un livello di potenza laser compreso tra 2 e 14 kW per piena profondità di penetrazione, con cordoni di saldatura molto buoni come “Aspect Ratio”, geometrie di saldatura e alcune diverse opzioni per il progettista meccanico del componente con giunto saldato. Quando la densità di potenza è più bassa di 106 W/cm2 (fascio defocalizzato o un livello di potenza laser molto più basso e/o in presenza di metalli altamente riflettenti e loro leghe, ad esempio Cu, Ag, Au) il range operativo di WE è compreso tra 2 e 20 Dau. Cioè, questa è una regione, rappresentata graficamente, sulla quale sono possibili solo cordoni di saldatura per conduzione, realizzati tanto per piena quanto per incompleta profondità di penetrazione. È bene sottolineare un “caso” che si distingue dai rimanenti dati sperimentali, cioè, per una specifica ed unica saldatura, nonostante sia stato utilizzato il più alto livello di potenza laser (14 kW), è stato ottenuto un valore di WE molto basso (14 Dau) su un materiale AISI 304. La possibile spiegazione è che questa WE molto bassa è stata ottenuta a causa di una PD di soli 2.3 mm (MD) su uno spessore di materiale di 10 mm. Questo è un chiaro esempio di una saldatura per conduzione, con il più alto livello di potenza, un valore molto alto di WS, associato ad un valore molto basso del tempo di interazione lasermateria e un rapporto molto basso di MDT (Melting Depth to material Thickness ratio); parametro quest’ultimo ideato e caratterizzato per la prima volta dallo stesso Autore di detto lavoro. Quando gli “Aspect Ratio” sono tenuti in conto, le regioni interessate, rappresentate graficamente, possono arrivare fino a 25 Dau, in accordo rispettivamente con i valori di AR = 1 o AR < 1. Questo è un ulteriore parametro, anche se meno indicativo, per stabilire se il processo di saldatura è per penetrazione o per conduzione o una combinazione di entrambi dove i range di WE vanno da 20 a 30 Dau. Questa è una regione particolare, perché è come una “zona di transizione”, nella quale possono verificarsi entrambi i processi di saldatura, per conduzione e penetrazione. È anche possibile ottenere in questa regione alcune complete o incomplete profondità di penetrazione. Di seguito si riportano alcuni diagrammi riguardanti molte centinaia di dati sperimentali, acquisiti su diversi acciai inossidabili (austenitici, ferritici e martensitici). Nel seguito sono anche riportati: • in forma grafica, i dati sperimentali acquisiti su AISI 304, con l’utilizzo di un fascio laser “inclinato” di 80° e 70° rispetto alla superficie del campione (Fig. 4); • due diagrammi riportanti i dati, ottenuti su una lega di titanio - Ti6Al 4V - con un fascio laser a 90° e quattro diversi livelli di potenza (Fig. 5). Da tutto quanto sopra, si evince che per ogni materiale (metallo, lega, acciaio, superlega) esistono tre campi di operatività: • uno (a più alti valori di Dau) rappresenta esclusivamente dati di WE (in Dau), ottenuti con un processo di totale “Deep Penetration Welding” (per key-holing); • un secondo (a più bassi valori di Dau) dove prevale esclusivamente un processo per “Conduction Welding”; • un terzo intermedio in cui vi è una prevalenza di “Deep Penetration Welding” misto a un processo di “Conduction Welding” (Fig. 3). Per gli acciai inox, data la vasta quantità di dati esaminati (oltre 2000) e un ampio range di potenza laser (da 500 a 14.000 W) e di spessori (da 0.4 a 15 mm), si può asserire che i tre campi corrispondono a 1÷15 Dau (Conduction Figura 3 - Il diagramma a zone, di base, tipico del metodo DA.LU. Figura 4 - Diagrammi del metodo DA.LU. per saldature di AISI 304, prodotte con un fascio laser a CO2, inclinato di 80° e 70°, con diverse posizioni relative del fascio laser rispetto alla superficie del campione, in funzione di due livelli di potenza laser (2 e 2.5 kW). 392 Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2008 G. Daurelio - Una unità di misura per il calcolo dell’efficienza nel processo di saldatura a laser: il Dau Figura 5 - Diagrammi del metodo DA.LU. per saldature in lega di titanio Ti 6Al 4V, per quattro livelli di potenza e con un fascio laser a CO2 , inclinato di 90° e 70°, per diverse posizioni del fascio laser rispetto alla superficie del campione versus quattro livelli di potenza laser (1 - 1.5 - 2 e 2.5 kW). Welding), 15÷25/30 Dau (regime misto), 25/30÷50 Dau (Penetration Welding), (Figg. 6 ÷ 15). Naturalmente detti valori possono subire, alla luce di una continua e più ampia assunzione e applicazione sia del “DA.LU. Method” che dell’unità Dau, piccole variazioni dei valori limite di ciascun range, senza peraltro inficiarne il significato e la valenza di ciascuno. Questo metodo adotta in pratica una metodologia di “autoapprendimento” e di continuo “affinamento”, tecnica questa molto simile a quanto viene già fatto nel campo delle reti neurali al variare dei dati di input. Sono stati utilizzati i dati sperimentali sui seguenti acciai inox: AISI 302, 304, 304L, 304LN, 316, 316L, 316LN, 321, 430, Figura 6 - AISI 304 - Giunti di testa e a sovrapposizione, ottenuti con lenti in KCl o ZnSe (225 test). 430F, 420B, 440C, 630 e 17-4-PH, (Figg. 6 ÷ 15). Per il titanio e sue leghe, anche se i dati esaminati a disposizione dell’autore sono ancora molto esigui, al momento si può in prima approssimazione dire che l’efficienza delle saldature a laser risulta essere sempre e molto più alta di quanto riscontrato su tutti gli acciai inox sopra esaminati (quindi i relativi valori in Dau risultano più elevati). I tre range appaiono essere caratterizzati da 1÷30 Dau (Conduction Welding e/o Incomplete Penetration Welding), 30÷40 Dau (regime misto), 40÷80 Dau (Penetration Welding), (Fig. 5). Le leghe di titanio di cui sono disponibili al momento i dati sperimentali sono Ti 6242, Ti β21 e Ti 6Al 4V. Per l’alluminio e le sue leghe (Serie 1000, 2000, 4000, 5000, 6000, 7000 e 8000), anche se i dati esaminati e tuttora in esame sono ancora molto esigui (meno di 400), dato che al momento sussistono notevoli difficoltà di ottenere buone saldature di queste leghe con sorgenti laser, sembra ragionevole ipotizzare che l’efficienza delle saldature a laser di questo metallo e delle sue leghe risulti essere sempre molto più alta (serie di valori, fin qui misurati, che spaziano dai 70 Dau ad oltre 100 Dau) di quanto riscontrato su tutti gli acciai inox sopra esaminati. Sono simili o addirittura più alti di quelli misurati per leghe di Ti, (Fig. 16). Figura 7 - AISI 304 - Giunti di testa con lenti in ZnSe o specchi (60 test). Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2008 393 G. Daurelio - Una unità di misura per il calcolo dell’efficienza nel processo di saldatura a laser: il Dau Figura 8 - AISI 304 - Giunti a sovrapposizione e a croce, ottenuti con lenti in KCl (16 test). Figura 9 - Giunti dissimili (AISI 304/316 304/ 430) di testa e a sovrapposizione, ottenuti con lenti in KCl (15 test). Figura 10 - AISI 316 - Giunti di testa e a sovrapposizione, ottenuti con lenti in KCl e range di potenze da 0.5 a 2 kW (45 test). Figura 11 - AISI 316 - Giunti di testa e a sovrapposizione, ottenuti con lenti in KCl e potenze da 5 a 11 kW (20 test). Al momento appare non utile indicare valori di Dau per i tre intervalli, desiderando attendere un numero più significativo di dati. Sono disponibili dati sperimentali sulle leghe Al 99, AA1090, 1100, 2024, 5053, 5056, 5059, 5383, 6061, 6063, 6082, 8090. Per il rame e sue leghe, vale lo stesso discorso fatto per l’alluminio e sue leghe a proposito della quantità esigua di dati sperimentali in possesso al momento; pertanto non indichiamo valori di Dau 394 Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2008 per i tre range, in attesa di un numero più significativo di dati. I valori di efficienza, fin qui misurati, risultano comunque molto bassi, attestandosi in un range da poco più di 1 a 10 Dau, nonostante sia stato sperimentato rame con un coating superficiale di cromo nero (il cosiddetto rame nero per pannelli solari, collettori di energia termica), come assorbitore di radiazione laser a 1.06 o 10.6 micron meter, (Fig. 17). Fanno eccezione due famiglie di leghe, i bronzi (rame + stagno) e gli ottoni (rame + zinco), che sembrano fornire dati di efficienza leggermente più alti (da 10 a 15 Dau) rispetto a quanto misurato sul rame con coating di cromo nero. Sono disponibili dati sperimentali sul rame e sue leghe: Cu-DHP, Cu-ETP, Cu-DHP con coating di cromo nero, Cu-ETP con coating di cromo nero, OT 70 (CuZn 33) e bronzo (CuSn 7). Per gli acciai al carbonio (di diverso tipo G. Daurelio - Una unità di misura per il calcolo dell’efficienza nel processo di saldatura a laser: il Dau Figura 12 - AISI 420B e 440C - Giunti di testa, ottenuti con lenti in ZnSe (30 test). Figura 13 - AISI 430 - Giunti di testa e a sovrapposizione, ottenuti con lenti in KCl (35 test). Figura 14 - AISI 304, 316, 430, 420B, 440C e dissimili.Giunti di testa, a croce e a sovrapposizione, ottenuti con lenti in KCl o ZnSe, potenza da 0.5 a 2 kW (370 test). Figura 15 - AISI 304 e 316. Giunti di testa, sovrapposizione e a croce, ottenuti con lenti in KCl o ZnSe, range di potenza laser da 2 a 14 kW (80 test). e differenti tenori di carbonio), sebbene siano disponibili diverse migliaia di test e dati sperimentali, non è stata tuttora iniziata alcuna valutazione degli stessi in termini di efficienza e di valori in Dau, per mancanza di finanziamenti ad hoc. Ad ogni modo, al momento, alla luce dell’enorme know-how acquisito, è possibile ipotizzare che i tre range possano assumere dei valori limite, in Dau, molto simili a quelli rilevati sugli acciai inox. Gli acciai di cui sono disponibili una quantità rilevante di dati sono: FeP01, FeP02, FeP04, FeP05, FeP06, Fe350, Fe360B, Fe370, Fe370C, Fe420, Fe430, Fe440, Fe440C, Fe510D, Fe520, C10, C15, C20, C30, C40, C45, C50, C70, C100, 25CrMo4, 25CrMo6, acciaio zincato, banda stagnata, acciaio al silicio, acciaio balistico, 100Cr6, 20MnCr5, 18NCD5. Un esempio è riportato nella Figura 18. A riguardo delle superleghe, vale lo stesso discorso già fatto per il rame e sue leghe. L’efficienza da attendersi è generalmente bassa, quindi bassi valori di WE in Dau. Queste “leghe resistenti al calore” Heat Resistant Alloys (Hastelloy, Inconel, Incoloy, Haynes, Waspaloy, Rene ’41, Invar, Stellite e così via), contengono percentuali molto alte di un metallo (nichel, molibdeno e/o cobalto), pertanto la loro efficienza di saldatura dipende moltissimo dall’assorbimento superficiale (A%) della radiazione laser da parte del metallo in composizione Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2008 395 G. Daurelio - Una unità di misura per il calcolo dell’efficienza nel processo di saldatura a laser: il Dau Bronzo CuSn7 0.2 mm 2 kW He 4 m/min WE = 2.67 Dau Alluminio AA 6082 F 269 WE = 99 Dau Ottone CuZn33 OT70 0.4 mm 1 kW He 4 m/min WE = 6 Dau Alluminio AA 6082 F 276 WE = 95.2 Dau Cu DHP cromo nero 0.25 mm WE = 13.5 Dau Figura 16 - Saldature a laser e valori di efficienza in Dau per una lega di alluminio AA 6082. chimica percentuale prevalente nonché dalle sue caratteristiche termofisiche, entrambi comunque vs temperatura ambiente e “in process” della superlega, oggetto di saldatura. Al momento, poiché il know-how è ristretto soltanto a sperimentazioni su tre superleghe Inconel 600 (76% di nichel), Inconel 718 (52% di nichel) e Invar (36% di nichel) - appare non utile indicare valori in Dau per i tre range desiderando attendere un numero più significativo di dati su una più ampia tipologia di superleghe. Ad ogni modo è lecito attendersi, per tutto quanto riportato, valori limite, per i tre range, diversi da famiglia a famiglia di superlega, date le notevoli differenze chimico-strutturali-metallurgiche nonché le caratteristiche termofisiche di ciascuna famiglia. Un esempio è riportato nella Figura 18, ove sono posti a confronto un acciaio al C (25CrMo4), un acciaio inox (AISI 304) e una superlega (Inconel 600), tutti saldati a laser. A proposito dei metalli puri (Al, Cu, Ti, Sn, Zn, W, Pb, Ni, Mo, Cr e altri) di un certo interesse nei diversi settori industriali, vale sempre il concetto della piena applicabilità sia del “DA.LU. Method” sia dell’unità Dau. Per questi vale lo stesso discorso fatto per rame e sue leghe nonché per le superleghe. Al momento, con il know-how ristretto ad una limitata, anche se significativa, sperimentazione sui metalli, appare non utile indicare valori in Dau per i tre range, preferendo attendere un numero 396 Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2008 Figura 17 - Saldature a laser e valori di efficienza in Dau per rame DHP e sue leghe (ottone e bronzo). più significativo di dati su una più ampia tipologia di metalli. Ad ogni modo, per quanto sopra riportato è lecito attendersi valori limite per i tre range diversi da metallo a metallo, date le notevoli differenze chimico-strutturali-metallurgiche nonché di caratteristiche termofisiche di ciascun metallo. Una indicazione molto attendibile dell’A% (Assorbimento superficiale) a T20 (valido sempre per qualunque lega, superlega, acciaio e metallo) della radiazione laser, viene dall’applicazione della formula ristretta A % = 1.12 √ ρ (in %), dove ρ in μΩ cm è la resistività elettrica del metallo (lega, acciaio, superlega) a T 20 , comunque sempre funzione della temperatura - f (T). Questa formula (detta di Arata) è valida finché non si raggiunge la fusione quindi i valori massimi che si possono imporre a ρ sono quelli per T vicino il punto o il range di fusione del materiale, oggetto di studio. Così si può affermare, alla luce della sperimentazione effettuata su alluminio, rame, zinco, stagno, tungsteno, piombo e titanio, che in genere l’efficienza di saldatura a laser è bassa (valori in Dau), con l’ eccezione di piombo, stagno e titanio, per cui si sono riscontrati valori 25CrMo4 2 mm 1.5 kW WE = 29.2 Dau AISI 304 4 mm He WE = 38.5 Dau INCONEL 600 3.2 mm N2 WE = 28.7 Dau Figura 18 - Saldatura a laser e valori di efficienza in Dau per un acciaio al carbonio (in alto a sinistra), un acciaio inox (in basso a sinistra) e una superlega (a destra). G. Daurelio - Una unità di misura per il calcolo dell’efficienza nel processo di saldatura a laser: il Dau Figura 19 - Esempi di giunzioni di testa, a sovrapposizione, a croce, tra materiali simili. in Dau di un certo interesse (specie per il titanio). È comunque bene sottolineare che valori accettabili di Dau sono comunque legati al A% f(T) per radiazione laser infrarossa, ma anche fortemente alle caratteristiche termofisiche in funzione della temperatura degli stessi metalli. Giunzioni eterogenee tra materiali dissimili Per molte applicazioni industriali, di frequente, si rivela interessante costruire manufatti e componenti che tengano insieme metalli, acciai, leghe e superleghe diverse tra loro. A tal proposito, scaturiscono notevoli difficoltà per la loro saldatura o giunzione (brasatura o altro) e qui la tecnologia di saldatura a laser esprime il massimo della sua flessibilità, operati- vità e potenzialità; infatti, operando in regime di saldatura autogena si possono fondere i due materiali dissimili che, nella successiva solidificazione del fuso, originano così un giunto saldato, con differenti geometrie: di testa, a sovrapposizione, d’angolo, a croce e a T (Fig. 19). Per detta tipologia di saldatura a laser, l’applicazione di tutti gli altri modelli teorici, elencati all’inizio del presente lavoro, porterebbe all’impossibilità di valutare l’efficienza WE del LBWE, data la diversità dei due materiali accoppiati; di qui l’ulteriore necessità di applicare il “DA.LU. Method” e l’unità Dau. Infatti è proprio per questa tipologia di saldatura a laser che il metodo DA.LU. esprime il massimo delle sue potenzialità, in quanto prescinde totalmente sia dai due diversi A% che dalle due diverse (a volte molto diverse) T (o range) di fusione nonché dalle diverse caratteristiche termofisiche in funzione della temperatura, per i due materiali accoppiati. In circa 38 anni di sperimentazione condotta dall’Autore, sul LMP e sul LBW sono stati sperimentati gli accoppiamenti della Tabella I. Nonostante la vastità di dati scientifici e sperimentali acquisiti, per gli accoppiamenti di cui sopra, non è stata condotta finora alcuna valutazione di questi stessi risultati in termini di metodo DA.LU. e unità Dau. Tuttavia è possibile affermare la reale e piena applicabilità sia del metodo qui proposto che dell’unità Dau, attendendosi dei diagrammi a 3 range (come quello del “DA.LU. method base plot”), con valori limite per i tre intervalli e valori di Dau molto simili e vicini a quelli riscontrati per gli acciai inox. Alcuni esempi sono riportati nelle Figure 2 e 20. Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2008 397 G. Daurelio - Una unità di misura per il calcolo dell’efficienza nel processo di saldatura a laser: il Dau TABELLA I - Accoppiamenti diversi tra materiali dissimili. FeP01 - C40 Fe44C - C40 AISI 304 - Cu DHP AISI 430 - Cu DHP Fe 370 - ottone CuZn33 C40 - AISI 304 FeP01 - AISI 304 25 Cr Mo 4 - AISI 304 Fe 350C - AISI 630 Fe 370 - bronzo CuSn7 AA 6082 - 5383 Al 99 - AA 5083 AISI 316 - 304 AISI 316 - 430 AISI 316 - Fe 370C Applicabilità diverse del metodo DA.LU. e dell’unità Dau Normalmente l’applicazione del “DA.LU. Method” e la valutazione del LBWE in Dau avviene direttamente sulle pasticche di resina che contengono inglobati una parte (in sezione trasversale) di cordone di saldatura a laser in esame. Lo stesso si può attuare anche su materiale diverso dalla classica pasticca (inglobamento metallografico), per esempio, su foto, fotocopie, articoli bibliografici, che riportino comunque sezioni metallografiche con i dati rela- Figura 20 - Esempi di giunzioni eterogenee tra materiali dissimili. 398 Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2008 FeP04 - C40 AISI 304 - 316 AISI 304 - Cu ETP AISI 430 - ottone CuZn33 AISI 304 - bronzo CuSn7 Fe 370 - AISI 304 C50 - FeP01 AISI 420 B - 440C AISI 302 - 430 AA 6082 - 5083 AA 6082 - 5059 Al 99 - AA 5059 AISI 430 - 304 Fe 370C - AISI 304 AISI 430 - Fe 370C tivi di ingrandimento della foto, spessore materiale (e /o altezza del fuso), potenza laser impiegata, velocità di saldatura. In tali casi si acquisisce con uno scanner l’immagine (saldatura) in questione, la si ingrandisce (a 10, 20, 50 o 100 volte, a seconda dello spessore saldato) con un comune software di gestione immagine (ad esempio Paint Shop Pro), si riapre il file salvato con il software LIM-Lucia 4.82 o precedente e si impone una “uncalibrated scale” in modo tale che si possa imporre successivamente che la misura in lunghezza, dello spessore della lamiera saldata (e /o della altezza del fuso), sia pari a quanto riportato nei dati prima citati, e infine si esegue in automatico la misura della superficie MA, come al solito. Di qui il valore di WE in Dau. È bene sottolineare che quanto più elevato è l’ingrandimento della sezione trasversale, tanto più accurata e precisa risulta la misura di MA e dei Dau relativi; pertanto si suggerisce di “riempire sempre lo schermo del Monitor TV del PC”. FeP04 - C70 AISI 304 - 430 Cu DHP - ottone CuZn33 AISI 430 - bronzo CuSn7 C50 - Fe 350 FeP04 - AISI 304 25 Cr Mo 4 - Fe 370 AISI 304L - AISI 630 Fe 370C / 17 - 4-PH AISI 304 - ottone OT 70 Al 99 - AA 5383 Al 99 - AA 6082 AISI 430 - 316 AISI 304 - Fe 370C Fe 350 - 18NCD5 Conclusioni Si sono volute riportare e dimostrare le ragioni che hanno condotto alla ricerca del nuovo metodo DA.LU. (facile, d’immediata applicazione sia in ambito di ricerca sia industriale), per una valutazione quantitativa dell’efficienza del processo di saldatura con laser a CO2 o Nd:YAG o ad array di diodi-H.P.D.L. Partendo da diversi modelli teorici (matematici e di bilancio termico), susseguitisi in oltre un trentennio, si sono sottolineate le limitazioni che hanno impedito a questi modelli di essere realmente utilizzati e come il “DA.LU. Method” abbia risolto tutte quante le limitazioni, prendendo in esame non il “processo” bensì il “prodotto” (il cordone) della saldatura a laser. Stabilita l’esistenza di tre range diversi, in cui si realizza solo un processo di “Deep Penetration Welding” o un regime misto o uno di sola “Conduction Welding”, si è sintetizzato il tutto in un “DA.LU. method base plot”, che riporta i tre intervalli con in ordinata il parametro MVs (Melted Volume per second, mm 3 /s) e in ascissa la potenza laser in kW (kJ/s). Le tre semirette, con origine nello 0, delimitano le tre regioni di operatività ad efficienza alta, media e bassa. La pendenza delle semirette determina il WE (Welding Efficiency) in mm3 / kJ, che - se sono rispettate tutte le condizioni al contorno imposte dal “DA.LU. Method” - può considerarsi come unità di misura per il WE e LBWE (1 Dau = 1 mm3 / kJ). Sia il “DA.LU. Method” che l’unità Dau sono stati applicati e verificati su una gamma molto estesa di materiali (acciai G. Daurelio - Una unità di misura per il calcolo dell’efficienza nel processo di saldatura a laser: il Dau inox, acciai al carbonio, metalli puri e loro leghe, superleghe) e giunzioni di materiali dissimili, utilizzando sorgenti laser diverse, un range di potenza laser molto ampio (da 500 a 14.000 W), differenti tipologie di giunzione (di testa, a sovrapposizione, d’angolo, a T, a croce e prove di penetrazione), diversi sistemi di focalizzazione fascio laser (a specchi o a lenti- KCl o ZnSe), diversi ugelli (coassiale o laterale o due cornette o due diversi tipi di “ugello Daurelio” - brevettati), diversi gas di copertura (He, Ar, N 2), diversi gradi di defocalizzazione, diversi gradi di incidenza laser-materia (90°, 80° e 70°), ampio range di spessori (da 0.4 a 15 mm), mostrando sempre una piena applicabilità e facilità di impiego. L’abbinamento del “DA.LU. Method” e dell’unità Dau ad un Image Analysis “System Lucia” (in versione 4.82 o precedente) dei LIM Laboratori Imaging S.P.O., connesso a un PC, monitor, telecamera digitale ad alta risoluzione, microscopio ottico stereo o metallografico, rendono questo metodo, di valutazione dell’efficienza della saldatura a laser, uno strumento di lavoro molto facile da usare, con un personale facilmente addestrabile, per un’immediata valutazione dei risultati e confronti per differenti materiali. Oltre a fornire in automatico la misura esatta del parametro MA (Melted Area), il sistema permette infatti anche l’acquisizione, la gestione e l’archivio di immagini. Lo stesso sistema può anche essere usato, sempre in accoppiamento con “DA.LU. Method” e unità Dau, per va- lutare l’efficienza WE di cordoni di saldatura a laser, non soltanto direttamente da inglobamenti metallografici di cordoni in sezione trasversale, ma anche da foto, fotocopie, lavori scientifici, purché riportino le sezioni metallografiche (dei cordoni oggetti di studio), la potenza laser, la velocità di saldatura, lo spessore del materiale (e /o altezza del fuso) e l’ingrandimento delle foto. Da quanto sopra, si risale poi ai valori di MA e di WE in Dau. Giuseppe DAURELIO, diplomato Perito Industriale nel 1968, dal 1976 al 1980 ha lavorato presso l’Istituto di Tecnologie della Facoltà di Ingegneria dell’Università di Bari. Dal 1980 al 2004 ha svolto attività di ricerca e sviluppo presso il Centro Laser S.c.r.l. di Valenzano mentre dal 2004 al 2007 ha prestato la sua collaborazione presso l’Istituto Nazionale per la Fisica della Materia di Bari. Ha depositato 4 Brevetti per Invenzione Industriale ed è autore di 174 lavori di tipo scientifico-tecnologico di cui 121 presentati a Congressi e Convegni nazionali ed internazionali. È stato responsabile scientifico o di progetto di numerosi Progetti di Ricerca sia in ambito nazionale che internazionale. Attualmente lavora presso il Dipartimento InterAteneo di Fisica dell’Università e del Politecnico di Bari in qualità di consulente scientifico-tecnologico per il Laser Material Processing, il Laser Micro-Drilling Process e il Laser Monumental Cleaning. Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2008 399 Seatec_Lat. 44°3'2'' N | Long. 10°2'15'' E MILLENNIUM YACHT DESIGN award a 7 Rassegna Internazionale Tecnologie, Subfornitura e Design per Imbarcazioni, Yacht e Navi 5/6/7 Febbraio 2009 Carrara Italy www.thetis.tv - design: nicola pedrini Q U A L I T E C AW A R D seatec S E A T E C H N O L O G Y & D E S I G N www.sea-tec.it CON IL PATROCINIO DI: GRUPPO BANCA CARIGE N ISTITUTO NAZIONALE PER IL COMMERCIO ESTERO PR O M OZ I ON E PROVINCIA DI MASSA CARRARA UNIMOT ON AZ AU A IC T AS S REGIONE TOSCANA IO NA L E ASSOCIAZIONE PROGETTISTI NAUTICA DIPORTO ASSONAUTICA NAZIONALE Confartigianato CONFAPI TOSCANA PRODUZIONE NAUTICA TOSCANA nautica toscana Cassa di Risparmio di Carrara S.p.A. 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I diversi volumi affrontano il complesso tema della saldatura in tutti i suoi aspetti, dalla metallurgia generale e saldabilità delle leghe ferrose e non ferrose ai più recenti ed avanzati processi di giunzione, dando ampi approfondimenti sulle più innovative tendenze tecnologiche e sul comportamento metallurgico di materiali di ultima generazione. Essi rappresentano, quindi, il mezzo didattico più idoneo per la preparazione multidisciplinare del personale addetto al coordinamento delle attività, spesso complesse, di fabbricazione mediante saldatura, ma sono anche un valido strumento per la diffusione della conoscenza tecnico-scientifica nell’ambito di Università, Organizzazioni di ricerca e di tutte le realtà industriali ove si vogliano approfondire tali problematiche. Questo volume, dal titolo: “Generalità sui processi di saldatura e sulla saldatura con arco elettrico”, è stato elaborato dagli ingegneri della Divisione Formazione dell’IIS. 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 1. GENERALITÀ: Cenni storici; Classificazione dei processi di saldatura; Classificazione in base a UNI EN ISO 4063; Classificazione statunitense; Classificazione in base al livello di automazione. 2. CLASSIFICAZIONE DEI GIUNTI SALDATI: Classificazione dei giunti in base alle caratteristiche funzionali; Classificazione dei giunti in base alle caratteristiche geometriche; Classificazione dei giunti in base alla posizione di esecuzione; Classificazione UNI EN ISO 6947; Classificazione in accordo al codice ASME. 3. PREPARAZIONE DEI LEMBI: Concetti generali; Preparazione dei lembi; Tipi di preparazioni; Parametri di una preparazione; Pulizia e asciugatura dei lembi; Riferimenti normativi. 4. ARCO ELETTRICO: Generalità; Fisica dell’arco elettrico; Funzionamento dell’arco elettrico; Caratteristiche fisiche dell’arco; Generalità sull’impiego dell’arco elettrico in saldatura; Caratteristica dell’arco; Stabilità dell’arco in corrente continua; Stabilità dell’arco in corrente alternata; Influenza dei campi magnetici sull’arco (soffio magnetico); Caratteristiche di impiego dell’arco elettrico nei processi di saldatura; Saldatura con elettrodo rivestito; Saldatura a filo continuo; Saldatura ad arco sommerso; Saldatura con elettrodo in tungsteno sotto protezione di gas inerte. 5. GENERATORI PER LA SALDATURA AD ARCO: Generalità; Macchine a trasformatore e raddrizzatore; Macchine con controllo elettronico al secondario; Macchine con controllo elettronico al primario; Macchine rotanti; Motogeneratori; Principali caratteristiche tecniche dei generatori e dati di targa; Caratteristica statica del generatore; Fattore d’uso (duty cycle) e minima corrente di saldatura; Sfasamento alla rete (o fattore di potenza - cosφ); Caratteristica dinamica dei generatori. Appendice - RAPPRESENTAZIONE DELLE SALDATURE SUI DISEGNI: Rappresentazione in accordo a ISO 2553; Rappresentazione in accordo a AWS A2.4. 2008, 60 pagine, Codice: 101097, Prezzo: € 45,00 Soci IIS - Membri IIS Club, Prezzo: € 36,00 International Institute of Welding S u i t a b l e c o r ro s i o n t e s t m e t h o d s fo r s t a i n l e s s s t e e l w e l d s ( °) B. Holmberg * A. Bergquist * Summary 1. Introduction To achieve optimum properties of a welded construction, it is important to choose suitable steel grades, suitable welding procedures and fillers, and in some cases also suitable post weld treatments. It is also important to know the purpose of subjecting a weld to corrosion testing. One objective can be to investigate if a weld will show the expected behaviour in a certain environment. This type of testing is often done during development of new products and when a material is considered for a new application. Such testing is often used as a procedure test before production is started and can be extensive. Another reason can be that a corrosion test is used to verify that a certain product meets a specified requirement. In this case, it is important to agree on a standardized method, which is not too time-consuming to perform and with clearly interpretable results. Corrosion tests can also be used to qualify workshop procedures (EN ISO 15614-1). Naturally well-defined and reasonable fast and simple tests have to be selected for this purpose. (°) Doc. IIW-1880-07 (ex-doc. IX-2230r1-07/IXH-660-07) recommended for publication by Commission IX “Behaviour of metals subjected to welding”. * Outokumpu Stainless AB (Sweden). When a fabricator wants to verify that a welding procedure is fit for purpose, it is usually advisable to perform a verification test as described in, for example, EN ISO 15614-1. It is important to select the corrosion test method in such a way that test results reflect the performance in the actual application environment. In this paper, standardized test methods suitable for welded joints are discussed. It is also pointed out that many test methods used today should be revised to permit adequate testing, as they are not applicable to welded joints. KEYWORDS: Corrosion; corrosion tests; crevice corrosion; fatigue strength; intergranular corrosion; pitting corrosion; stainless steels; steels; stress corrosion; welded joints. Verification testing of various welding procedures often includes some type of accelerated laboratory corrosion test. The aim of this document is to facilitate the choice of standardized corrosion test methods for stainless steel welds that can be used to confirm agreed corrosion properties. Test requirements have to be an agreement between involved parties. To facilitate corrosion testing and avoid unnecessary complications it is mostly advisable to test butt welds. In combination with accelerated laboratory corrosion tests, field-tests or inplant tests may be performed. Field-tests are very useful as these are performed under actual service conditions. However, field-tests are very time consuming as often exposure times from at least six months, up to more than a year, are needed. The aim with this paper is to help a “specifier” or fabricator to choose a corrosion test method suitable for weldments and highlight the necessity to improve current international test standards. 2. Situations where corrosion tests of weldments may be considered As mentioned in the introduction there exist several objectives for performing corrosion tests of stainless steel welds. The situations considered in this paper are: 1. For material development purpose where basic knowledge of a parent material joined with different welding procedures are investigated. This work is primarily done at research laboratories. Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2008 403 B. Holmberg e A. Bergquist - Suitable corrosion test methods for stainless steel welds vered condition. There are several possible contributing factors such as residual stresses and a different microstructure compared to the parent metal. The International Institute of Welding (IIW) recently finished a project [1] with the purpose to list widely used laboratory test methods for corrosion testing of welded joints. Some of these methods (Table 2) are discussed below. 4. Accelerated laboratory corrosion test methods Figure 1 - Image from the inside of a fishing boat showing coarse ground surface attacked by corrosion. 2. In the material selection phase: testing of combinations of base material, fillers and welding procedure as one part in establishing the requirements which will form the specification to be handed over to a fabricator. 3. Pre-qualification of welding procedures at a fabricator, to ensure that the requirements of the specification can be met. Naturally these situations have different demands on the type of corrosion test and on how the results shall be interpreted. Figure 1 shows pitting corrosion on a coarse ground surface inside a fishing boat. If a suitable laboratory corrosion test method had been used on the prequalification stage, this kind of unexpected phenomenon could have been avoided. 3. Corrosion of stainless steels Although named stainless, these steels can also suffer from several forms of corrosion attacks. Traditionally these are divided into the following groups (see Table 1 below). As different types of corrosion occur in different environments it is very important to select test methods depending on the actual expected service conditions. For example, if pitting corrosion is the main concern, a pitting corrosion test should be used, and if uniform corrosion is the main risk, a uniform corrosion test should be used, etc. When welded joints are exposed in different laboratory corrosion tests, they may give somewhat inferior test results compared to parent material in as-deli- 4.1 Uniform corrosion This type of corrosion may occur in different types of acids or in hot alkaline solutions. Strongly oxidising environments may cause transpassive corrosion, which is another form of uniform corrosion. Typical transpassive environments can be bleach plants in the pulp and paper industry where Cl 2, ClO 2 and NaClO are used as bleach media. The resistance to uniform corrosion is normally evaluated by weight loss measurements by means of immersion test in a selected solution at a relevant temperature. A “rule of thumb” is that the steel grade is considered suitable, or the specimen passed the test, if the corrosion rate was below 0.1 mm/y. If uniform corrosion is expected, the ASTM G157 standard may be used for testing. ASTM G157 describes the testing procedure and suggests testing in 14 different media, but the method can also be used for other media. Table 1 - Forms of corrosion attacks. Corrosion type Description Uniform corrosion Uniform corrosion may occur in acidic or strongly alkaline environments. Strongly oxidising environments may cause transpassive corrosion, which is another form of uniform corrosion. Pitting corrosion may occur in halide containing environments. Crevice corrosion may occur in halide containing environments in presences of crevices in the construction. Stress corrosion cracking (SCC) may occur in environments where the constructions are exposed to stress and halide or strong alkalic solutions. SCC may lead to catastrophic failures. Intergranular corrosion may occur in higher carbon grades but is rarely a problem with modern low carbon containing stainless steels and weldments. Galvanic corrosion may occur when different metals are joined together. Joining of different stainless steel grades, or use of over-alloyed fillers, do not normally cause galvanic corrosion. Corrosion fatigue may occur when cyclic loads appear in the construction in combination with a corrosive environment. Pitting corrosion Crevice corrosion Stress corrosion cracking Intergranular corrosion Galvanic corrosion Corrosion fatigue 404 Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2008 B. Holmberg e A. Bergquist - Suitable corrosion test methods for stainless steel welds Table 2 - Examples of corrosion test methods applicable for stainless steel welds. Steel type Standard Uniform corrosion ASTM Low Alloy e.g. 1.4301 1.4401 G 157 High Alloy e.g. 1.4462 1.4539 1.4547 G 157 Pitting corrosion ASTM G 150 a, c ISO Crevice corrosion SCCd Intergranular corrosion ASTM ASTM MTI ASTM a, c MTI-4 17864 G 48 F G 78 MTI-2 17864 G 150 G 48 E ASTM ISO G 123 G 36 A262 E A262 Ce b 3651-2 3651-1e - 11782-1 11782-2 G 123 G 36 A262 E A262 Ce 3651-2g 3651-1e - 11782-1 11782-2 NACE TM 0177f NACE TM 0198 Dissimilar welding a G 71 ASTM G 150 and ISO 17864 are identical. ASTM A 262 Pr E and ISO 3651-2 Method A are very similar. c Not suitable for 1.4301 (G 48 E and G 150 can be used for higher alloyed grades). d U-bend test specimen is a suitable geometry, ISO 7539 or ASTM G 58. b The specimen of size 50 x 20 mm (welded specimen with the weld in the centre parallel to the longer side) is exposed for 96 h. Both base material specimens and welded specimens are tested. The corrosion rates are then compared to see if welding has influenced the result. A specimen attacked by uniform corrosion is shown in Figure 2. Results from G157 testing of weldments are normally at the level of non-welded specimens. Uniform corrosion tests are commonly performed in the material selection phase. Figure 2 - Specimen with uniform corrosion attack. Corrosion fatigue b G 48 Ec ISO Galvanic corrosion e A strongly oxidizing environment should in the first place be used on non-molybdenum alloyed stainless steels. Mostly used in oil and gas ind. where H2S and high pressure could cause SCC. g For higher alloyed welded joints, method B or C should be used. f 4.2 Pitting corrosion If the environment contains halides (most commonly chlorides) there is a risk of local corrosion attacks such as pitting. A pitting corrosion test method should then be used. The most common method to rank the resistance to pitting corrosion of different stainless steel grades and their weldments has been the ASTM G 48 A method. The G 48 standard has however been revised during recent years and today there is a method to determine the critical pitting corrosion temperature (CPT) for stainless steels, designated as ASTM G 48 method E. In method E the specimen of size 50 x 25 mm is exposed for 24 h in 6% FeCl3 + 1% HCl at a fixed temperature. The test is repeated at different temperatures until the lowest temperature to cause pitting is determined, i.e. the CPT. The standard does not describe testing of welds but praxis is to expose welded specimen with the weld in the centre, parallel to the shorter side. After testing, the specimen is examined in binocular to determine if pitting attacks occurred or not. For qualification/acceptance purposes the test can be performed at a single specified temperature. When performing these tests, specimens free from weld oxides should be used. Both methods are very aggressive, therefore the most common standard grades (less alloyed than e.g. 1.4401) cannot be tested with these methods. An example of a tested specimen is shown in Figure 3. Other useful standardized methods for determination of CPT are ASTM G 150 and ISO 17864. These two methods are in fact basically identical electrochemical methods involving rather sophisticated test equipment. One advantage with these methods is that cut edges of specimens are not tested. Cut edges are more sensitive to pitting attacks and these attacks may influence the result of e.g. the G 48 E test. Testing of weldments is not described in ASTM G 150 and Figure 3 - Specimen with pitting corrosion in weld. ISO 17864. Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2008 405 B. Holmberg e A. Bergquist - Suitable corrosion test methods for stainless steel welds For weldments, the results from the G 48 and G150 testing are normally lower than for non-welded samples. The reduction varies depending on many factors and ranges from a few degrees for lower alloyed grades to ten’s of degrees for highly alloyed steels. 4.3 Crevice corrosion This type of corrosion may occur in halide (most commonly chlorides) containing environments when the construction contains crevices. A typical situation is overlap-welded joints or where deposits may create a crevice on the metal surface. As crevice corrosion occurs under the same environmental conditions as pitting corrosion, steels with high pitting corrosion resistance also exhibit high crevice corrosion resistance. There is today no standardized test method available for crevice corrosion testing of as-welded specimens. For good reproducibility, a well-defined crevice should be applied on the specimen. The weld bead therefore needs to be machined to produce a flat specimen. This means that the test is rather a metallurgical evaluation of the weld and not a practical test of the as-welded condition. ASTM G 48 F was developed for determining the critical crevice corrosion temperature (CCT) for stainless steels and is commonly used today. This method was developed because the older method, ASTM G 48 B, had too many technical drawbacks. The test conditions in G 48 F (6% FeCl3 + 1% HCl, 24 h exposure) are very aggressive and the method is therefore not suitable for testing of standard stainless steel grades such as 1.4301 and 1.4401. A variant of the ASTM G 48 F method, named MTI-2 (6% FeCl 3 , 24 h exposure), is less aggressive as a lower torque is used for fastening the crevice formers. This means that this method may be used when the ASTM G 48 F method is slightly too aggressive for a specific stainless steel. For low-alloyed grades (1.4301 and lower alloyed) method MTI-4 is a better alternative than MTI-2 or ASTM G 48 F. In MTI-4 testing, the critical chloride concentration causing crevice corrosion is determined instead of critical temperature. Due to the difficulty to perform relevant crevice corrosion test of welds, an alter- 406 Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2008 native would be to perform a pitting corrosion test as described above. This will reasonably well indicate the performance of the weld under creviced condition. 4.4 Stress corrosion cracking (SCC) This type of corrosion may occur when the welded joint is exposed to a combination of halides (mostly chlorides) and elevated temperatures, commonly above 60°C but below the boiling point. A third factor, stress, is also needed. Residual stresses are always present in weldments, but can be reduced by post-weld heat treatment. It is often very difficult, if not impossible, to verify that the welding has not impaired the SCC resistance of the construction. Most laboratory test solutions are either very aggressive or rather harmless. Furthermore, interpretation of the results is not entirely straightforward and the scatter in test results can be rather large. Thus, it may be appropriate to combine several environments and loads, and as far as possible, replicate the conditions to which the weldment will be exposed. Under all circumstances it is a good idea to use a standardized test specimen format, as described in ISO 7539-3 and ASTM G 58 (U-bend). By using the restrained U-bend test sample, stresses in the weld area can be quantified to the yield stress level. The most relevant test method is ASTM G 123 (boiling 25% NaCl, pH 1.5, 1 000 h). Another commonly used test is ASTM G 36 (boiling MgCl2 • 6H2O). Testing in 40% CaCl2 + 1% Ca(CH3COO)2, pH 6, 100°C, 500 h is also sometimes used. ASTM G 123 is designed to provide better correlation with chemical process industry experience for stainless steels than the more severe ASTM G 36. Stress corrosion testing is normally performed in the material development and the material selection phase. Figure 4 shows a cracked U-bend specimen in machined condition. Another type of stress corrosion cracking is encountered in environments containing hydrogen sulphide named sulphide stress cracking (SSC). Equipment in oil and gas industry that comes in contact with this type of environment has to be rated for sour service according to e.g. NACE TM 0177 standard (5% NaCl + 0.5% CH3COOH, H2S saturated, RT, 720 h). Results from TM 0177 testing of weldments are in many cases at the level of the non-welded specimens. The NACE TM 0177 test is generally performed to qualify materials/ welds for sour service environments. Approved materials are listed in NACE MR 0175 standard. A more advanced test procedure for testing the stress corrosion cracking resistance of welds might be the slow strain rate test (SSRT), as described in NACE TM 0198 standard. The SSRT is sometimes regarded as a too conservative procedure to evaluate the sour service performance of stainless steels, due to tearing to final rupture. But, it is providing some strong advantages: 1. The test duration is much shorter as compared to 720 h constant load tests. At a strain rate 1 x 10 -6 1/s for the specimen type defined in the NACE standard TM 0177-96 method A, for instance, the test period can be reduced to less than one tenth, even for very ductile materials. 2. Straining of the material is performed in a very controlled way as compared to uncontrolled strains occurring during loading and due to creep in constant load tests. 3. The specimen is strained to rupture and thus effects of hydrogen degradation can be better identified by the reduction in strength, and/or in ductility of the test material. Regarding welds, SSRT represents a good procedure to identify crack susceptible weld microstructures. Figure 4 - Specimen with SCC in the weld metal. B. Holmberg e A. Bergquist - Suitable corrosion test methods for stainless steel welds 4.5 Intergranular corrosion (IGC) Intergranular corrosion of stainless steels is caused by precipitation of chromium carbides that depletes the adjacent matrix of chromium making it sensitive to corrosion attack. This is seldom a problem with modern stainless steels, or weld metals, as they have sufficiently low carbon content to avoid this phenomenon. One of few reasons to make an IGC test of a weldment could therefore be if there is a risk that carbon, by improper handling, has been added to the weld area during welding. There are very few practical environments where there is any reason to test the resistance of welds against this type of corrosion. For low carbon grades (<0.03%) it may be interesting in urea production plants or when hot concentrated nitric acid shall be handled. In such cases ISO 3651-1 and ASTM A262 Pr C (boiling 65% HNO 3 , 5 x 48 h) could be suitable test procedures. Another commonly used procedure is ISO 3651-2 (boiling H 2 SO 4 + CuSO 4 , 20 h, or boiling H2SO4 + Fe2(SO4)3, 20 h, bend test). The aim with this test is to verify that the base material has been properly produced. There is normally no reason to qualify welding procedures according to this method. In some of the standard methods given above, a sensitising operation is prescribed prior to testing. This operation can be excluded for welded joints, as the welding procedure in itself will result in sensitisation of any susceptible regions. Results for weldments subjected to ISO 3651-2 testing are at the level of nonwelded but sensitised specimens. If ISO 3651-1 IGC testing is performed on welds containing some ferrite, the result will be lower than for non-welded specimens. However, fully austenitic weldments will only show a small reduction in corrosion resistance. 4.6 Galvanic corrosion If the cathode (most noble) area is much larger than the anode (less noble) area, the corrosion rate of the anode increases. However, the risk for galvanic corrosion is minimal when joining different stainless steel grades, or when over-alloyed fillers are used for welding as long as they are all resistant to the environment in which they will be used. A typical situation where galvanic corrosion may occur is when mild steel is welded to a stainless steel and both materials are exposed to an electrolyte. Testing the resistance to galvanic corrosion may be performed according to ASTM G 71 using a test electrolyte similar to the environment the construction will be exposed to, but is not applicable for testing welded joints. If welded joints shall be tested this could be performed as an immersion test where the thickness reduction could be an indication of galvanic effects. 4.7 Corrosion fatigue The simultaneous action of fatigue and corrosion is called corrosion fatigue and normally results in shorter life than for fatigue only. Testing is time-consuming and is therefore only used in very special cases. Two testing standards have been proposed, ISO 11782-1 and ISO 11782-2, which are quite different and very general [1]. ISO 11782-1 provides guidance and instruction on corrosion fatigue testing and is concerned with cycles to failure testing, while ISO 11782-2 considers crack propagation testing. Both standards can be used to test welds, and the selection has to be made according to the application. ISO 11782-1 appears to be the most appropriate to assess the effect of a weld on the corrosion fatigue resistance. However, the conditions for the test, e.g., specimen geometry, surface conditions, notch effect, loading and environment, have to be decided depending on the objective of the study. Corrosion fatigue tests could be considered for the material development or the material selection phase. 5. Concluding remarks The main aim of this document is to facilitate the choice of standardized corrosion test methods for stainless steel welds that can be used for documentation of weld properties and to confirm agreed corrosion properties. Test requirements obviously have to be agreed between involved parties. However, there are two points, valid for all corrosion tests methods discussed, that should be kept in mind when testing welded joints: • To facilitate corrosion testing and avoid unnecessary complications it is mostly advisable to test butt welds. • Test specimen should be free of weld oxides. A combination of mechanical and chemical methods should preferably be used to ensure sufficient post weld cleaning. Furthermore, there is a need to revise existing standards to make then more applicable to welds. References [1] Pettersson C-O., Böllinghaus T., Kannengiesser T.: «Corrosion testing of welds, a review of methods», Doc. IIW-1804-07 (ex-Doc. IX-2197-06), Welding in the World, 2007, vol. 51, No. 7/8, pp. 79-106. Sommario Metodi di prova di corrosione adeguati alle saldature in acciaio inossidabile Quando un costruttore vuole verificare che una procedura di saldatura sia idonea allo scopo, è usualmente opportuno eseguire una prova di verifica come ad esempio descritta nella EN ISO 15614-1. È importante scegliere il metodo di prova di corrosione in modo tale che i risultati rispecchino la prestazione nella effettiva condizione ambientale. In questo articolo vengono discussi metodi di prova standardizzati adeguati per i giunti saldati; viene inoltre evidenziato come molti metodi di prova oggi utilizzati dovrebbero essere revisionati, in quanto non applicabili ai giunti saldati, per consentire l’esecuzione di una prova soddisfacente. Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2008 407 Pubblicazioni IIS - Novità 2008 Processi di saldatura a resistenza A seguito dell’armonizzazione a livello internazionale dei percorsi di qualificazione degli “Ingegneri e dei Tecnologi di Saldatura”, meglio identificati, con la terminologia ufficiale, come International Welding Engineer e International Welding Technologist, l’IIS, organismo nazionale autorizzato (sia dall’European Welding Federation che dall’International Institute of Welding) all’implementazione dei corsi per il conseguimento dei suddetti Diplomi di Qualificazione, ha ritenuto opportuno raccogliere gli argomenti delle lezioni dei corsi in una nuova collana di dispense intitolata “Saldatura: aspetti metallurgici e moderne tecnologie di fabbricazione”. I diversi volumi affrontano il complesso tema della saldatura in tutti i suoi aspetti, dalla metallurgia generale e saldabilità delle leghe ferrose e non ferrose ai più recenti ed avanzati processi di giunzione, dando ampi approfondimenti sulle più innovative tendenze tecnologiche e sul comportamento metallurgico di materiali di ultima generazione. Essi rappresentano, quindi, il mezzo didattico più idoneo per la preparazione multidisciplinare del personale addetto al coordinamento delle attività, spesso complesse, di fabbricazione mediante saldatura, ma sono anche un valido strumento per la diffusione della conoscenza tecnico-scientifica nell’ambito di Università, Organizzazioni di ricerca e di tutte le realtà industriali ove si vogliano approfondire tali problematiche. Questo volume, dal titolo: “Processi di saldatura a resistenza”, è stato elaborato dagli ingegneri della Divisione Formazione dell’IIS. Indice Capitolo 1. GENERALITÀ DEL PROCESSO: Caratteristiche principali; Campo di applicazione del processo; Saldatura a sovrapposizione; Saldatura di testa. Capitolo 2. APPARECCHIATURA: Generalità;Trasformatore;Trasformatori monofase in corrente alternata;Trasformatori monofase con batteria di condensatori;Trasformatori trifase; Trasformatori a media ed alta frequenza (inverter); Attuatori; Sistemi di controllo; Elettrodi; Configurazione della macchina. Capitolo 3. PARAMETRI DI SALDATURA E VARIABILI: Generalità; Caratteristiche dei giunti saldati a resistenza: il nocciolo fuso e il guscio plastico; Parametri di saldatura; Corrente;Tempo di saldatura; Pressione; Finestra di saldabilità;Variabili di saldatura; Elettrodi; Posizionamento dei punti; Stato e condizioni del materiale base; Cicli di pressione e corrente. 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 4. APPLICAZIONI: Generalità; Saldatura a punti; Apparecchiature; Applicazioni ai materiali; Saldatura a rulli; Apparecchiature; Applicazioni ai materiali; Saldatura a rilievi; Caratteristiche dei rilievi; Apparecchiature; Applicazioni ai materiali; Saldatura a resistenza di giunti testa a testa; Saldatura di testa a resistenza pura; Saldatura di testa a scintillio; Metodo misto; Parametri di saldatura; Apparecchiature; Esempi di applicazione. 2008, 52 pagine, Codice: 101101, Prezzo: € 45,00 Soci IIS - Membri IIS Club, Prezzo: € 36,00 IIS Didattica Metallurgia e saldabilità degli acciai zincati ** Generalità Uno dei settori metallurgici in maggiore sviluppo negli ultimi anni è quello degli acciai ricoperti, con particolare riferimento ai nastri laminati (coil). I vantaggi sono di tipo economico, in quanto è possibile utilizzare materiali a basso costo, di buona saldabilità e buona resistenza alla corrosione e, quando necessario, anche di gradevole aspetto estetico. In termini generali, la copertura può essere rivolta a differenti scopi, tra cui garantire la resistenza all’ossidazione, evitare il danneggiamento dell’acciaio nelle fasi di fabbricazione (cioè prima dei trattamenti finali di protezione) e, talvolta, agire da substrato per successivi trattamenti superficiali di verniciatura (primer). La ricopertura può essere realizzata attraverso metalli: i casi più comuni prevedono l’impiego di zinco, stagno, lega stagno-piombo, alluminio e cromo. In alternativa, la copertura può essere realizzata con apposite pitture (generalmente come primer), sia di tipo organico che inorganico (Figg. 1 e 2). Le procedure di ricoprimento variano da caso a caso; per le coperture metalliche possono essere utilizzati trattamenti di immersione, termo spruzzatura a caldo o di tipo elettrogalvanico, mentre per i primer sono in genere utilizzati processi di spruzzatura. Figura 1 - Bobina di banda stagnata. * Metallurgia degli acciai zincati Il materiale trattato è tipicamente acciaio al carbonio, con carichi di resistenza da 220 a 500 MPa, ricoperto da uno strato di zinco a spessori differenti, ottenuti con differenti tecnologie: • per immersione in bagno di zinco del prodotto finito; • per immersione in bagno di zinco e successiva lavorazione (continuous galvanized); • per deposizione dello strato di zinco tramite processo elettrogalvanico. Gli spessori dello strato sono variabili a seconda della tecnologia utilizzata, da 5 a 170 mm (40 - 1200 g/m3). Il processo di zincatura elettrogalvanica rappresenta la condizione di fornitura più specifica Figura 2 - Copertura di un edificio civile con lamiera ricoperta di lega stagno-piombo (ternplate). Redazione a cura della Divisione FOR - Formazione e insegnamento dell’Istituto Italiano della Saldatura - Genova. Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2008 411 Metallurgia e saldabilità degli acciai zincati per i materiali prima della saldatura grazie ai valori maggiormente ridotti dello strato protettivo (Figg. 3 e 4). Dal punto di vista metallurgico, è possibile considerare che, in funzione del processo di zincatura e dei relativi parametri esecutivi, si possono formare differenti composti che realizzano continuità metallica tra lo strato di protezione ed il metallo base, che molto spesso sono caratterizzati da duttilità limitata: • fase gamma (Fe3Zn10) • fase delta (FeZn7) • fase zeta (FeZn13) • fase eta (soluzione solida di ferro allo 0.005% in Zn). Il problema, di particolare significanza nel caso della zincatura per immersione, può essere controllato attraverso l’aggiunta di una piccola percentuale di alluminio al bagno, che agisce da strato barriera impedendo la diffusione del ferro verso lo zinco e viceversa, con la formazione di un composto più duttile. Normativa di riferimento e classificazione Data l’ampiezza delle possibili applicazioni, i riferimenti applicabili per la classificazione sono molto numerosi; di seguito si riportano le norme europee attualmente pubblicate in merito: • UNI EN 10143:2006 - Lamiere sottili e nastri di acciaio con rivestimento applicato per immersione a caldo in continuo - Tolleranze sulla dimensione e sulla forma. • UNI EN 10152:2004 - Prodotti piani di acciaio laminati a freddo, rivestiti di zinco per via elettrolitica per formatura a freddo - Condizioni tecniche di fornitura. • UNI EN 10326:2004 - Nastri e lamiere di acciaio per impieghi strutturali rivestiti per immersione a caldo in continuo - Condizioni tecniche di fornitura. • UNI EN 10327:2004 - Nastri e lamiere di acciaio a basso tenore di carbonio rivestiti per immersione a caldo in continuo, per formatura a freddo Condizioni tecniche di fornitura. Nella Tabella I è riportata una schematizzazione dei principali gradi disponibili, con particolare riferimento ai seguenti possibili rivestimenti: • Zincatura elettrolitica (+ZE): rivestimento di zinco applicato mediante elettrolisi su una superficie opportunamente preparata, partendo da una soluzione acquosa di sali di zinco; la copertura può essere realizzata su uno o su entrambi i lati, talvolta con spessori differenti (zincatura differenziale). • Zincatura a caldo in bagno di zinco (+Z): rivestimento di zinco ottenuto immergendo il prodotto in un bagno di zinco liquido (> 99%) ad alta temperatura; lo strato superficiale risultante è di colore grigio uniforme. • Zincatura a caldo in bagno di zinco con trattamento di ricottura (+ZF): come il tipo precedente con aggiunta di un trattamento di ricottura (tra 450 e 600°C) per ottenere la diffusione del ferro nello strato di copertura, ottenendo un contenuto in ferro tra l’8% e il 12%; lo strato superficiale tipico è di colore grigio, particolar- mente uniforme (utilizzando la nomenclatura anglosassone, questi materiali sono detti “galvannealed”). • Zincatura a caldo in bagno di zinco ed alluminio (+ZA): rivestimento di zinco ottenuto immergendo il prodotto in un bagno di zinco liquido (94% circa) ed alluminio (5% circa) ad alta temperatura; superficialmente sono visibili cristalli di colori differenti, anche di grosse dimensioni. Oltre agli strati citati, sono previsti anche lo strato di copertura ottenuta per immersione in bagno di alluminio e zinco (AZ) (1) e alluminio e silicio (AS)(2). Considerazioni di saldabilità Le caratteristiche chimiche dello zinco, con particolare riferimento alla temperatura di fusione (420°C) ed ebollizione (907°C), determinano indubbie problematiche nella saldatura autogena per fusione, con l’eccezione della saldatura a resistenza, ove il meccanismo di formazione del nocciolo di saldatura elimina lo strato di zincatura dal giunto; conseguentemente la saldabilità degli acciai zincati aumenta al diminuire dello spessore (e dell’uniformità) dello strato di copertura. Dal punto di vista applicativo, va ricordato il fatto che la saldatura produce, in (1) (2) Bagno di alluminio liquido (55% circa), silicio (1.6% circa) e zinco (rimanente). Bagno di alluminio con silicio variabile tra l’8% e l’11%. 1 mm 1 mil Metallizzato Figura 3 - Trattamento di zincatura ad immersione (cortesia Dalekovod). 412 Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2008 Zincato ad immersione Primerizzato con vernice allo zinco Zincati con processo elettrogalvanico Figura 4 - Aspetto dei differenti strati di zincatura (sezioni). Metallurgia e saldabilità degli acciai zincati TABELLA I - Classificazione europea delle lamiere zincate. Designazione Norma EN 10152 Stati di copertura disponibili AlfanuNumerica merica Composizione chimica (m/m), %a) Proprietà meccaniche Re [MPa] Rm [MPa] A80 [%]b) C Si Mn P S Ti DC01 1.0330 +ZE max 280 270 ÷ 410 28 0.12 - 0.60 0.045 0.045 - DC03 1.0347 +ZE max 240 270 ÷ 370 34 0.10 - 0.45 0.035 0.035 - DC04 1.0338 +ZE max 220 270 ÷ 350 37 0.08 - 0.40 0.030 0.030 - DC05 1.0312 +ZE max 190 270 ÷ 330 39 0.06 - 0.35 0.025 0.025 - DC06 1.0873 +ZE max190 270 ÷ 350 37 0.02 - 0.25 0.020 0.020 - DX51D 1.0226 +Z, +ZF, +ZA, +AZ, +AS - 270 ÷ 500 22 0.12 0.50 0.60 0.10 0.045 0.30 DX51D 1.0350 +Z, +ZF, +ZA, +AZ, +AS 140 ÷ 300 270 ÷ 420 26 0.12 0.50 0.60 0.10 0.045 0.30 DX52D 1.0355 +Z, +ZF, +ZA, +AZ, +AS 140 ÷ 260 270 ÷ 380 30 0.12 0.50 0.60 0.10 0.045 0.30 DX53D 1.0306 +Z, +ZA 120 ÷ 220 260 ÷ 350 36 0.12 0.50 0.60 0.10 0.045 0.30 DX54D 1.0306 +ZF 120 ÷ 220 26 ÷ 350 34 0.12 0.50 0.60 0.10 0.045 0.30 DX54D 1.0306 +AZ 120 ÷ 220 260 ÷ 350 36 0.12 0.50 0.60 0.10 0.045 0.30 DX54D 1.0306 +AS 120 ÷ 220 260 ÷ 350 34 0.12 0.50 0.60 0.10 0.045 0.30 DX55D 1.0309 +AS 140 ÷ 240 270 ÷ 370 30 0.12 0.50 0.60 0.10 0.045 0.30 DX56D 1.0322 +Z, +ZA 120 ÷ 180 260 ÷ 350 39 0.12 0.50 0.60 0.10 0.045 0.30 DX56D 1.0322 +ZF 120 ÷ 180 260 ÷ 350 37 0.12 0.50 0.60 0.10 0.045 0.30 DX56D 1.0322 +AS 120 ÷ 180 260 ÷ 350 39 0.12 0.50 0.60 0.10 0.045 0.30 DX57D 1.0853 +Z, +ZA 120 ÷ 170 260 ÷ 350 41 0.12 0.50 0.60 0.10 0.045 0.30 DX57D 1.0853 +ZF 120 ÷ 170 260 ÷ 350 39 0.12 0.50 0.60 0.10 0.045 0.30 DX57D 1.0853 +AS 120 ÷ 170 260 ÷ 350 41 0.12 0.50 0.60 0.10 0.045 0.30 S220GD 1.0241 +Z, +ZF, +ZA, +AZ min 220c) min 300 20 0.20 0.60 1.70 0.10 0.045 - S250GD 1.0242 +Z, +ZF, +ZA, +AZ, +AS min 250c) min 330 19 0.20 0.60 1.70 0.10 0.045 - S280GD 1.0244 c) +Z, +ZF, +ZA, +AZ, +AS min 280 min 360 18 0.20 0.60 1.70 0.10 0.045 - S320GD 1.0250 +Z, +ZF, +ZA, +AZ, +AS min 320c) min 390 17 0.20 0.60 1.70 0.10 0.045 - S350GD 1.0529 +Z, +ZF, +ZA, +AZ, +AS min 350c) min 420 16 0.20 0.60 1.70 0.10 0.045 - 1.0531 c) min 560 - 0.20 0.60 1.70 0.10 0.045 - EN 10326 EN10326 S550GD Z, +ZF, +ZA, +AZ min 550 a) Valori massimi b) Valori minimi c) Carico di scostamento della proporzionalità dello 0.2% (Rp0.2) molti casi, l’eliminazione dello strato di zincatura rendendo il giunto non più resistente alla corrosione; il fenomeno è evidentemente legato all’apporto termico e può pertanto diventare trascurabile solo con l’impiego di processi di saldatura con energia concentrata (es. laser) o utilizzando processi di brasatura e saldo-brasatura, che proprio per questo motivo sono abbastanza impiegati su questi materiali. Dal punto di vista prettamente metallurgico, i ridotti spessori generalmente coinvolti non pongono particolari problemi di criccabilità a freddo, anche in considerazione dei ridotti tenori di elementi di lega che caratterizzano la composizione chimica di questi materiali. Considerazioni simili possono essere avanzate per i fenomeni di criccabilità a caldo, ove le caratteristiche del metallo base non comportano significative differenze rispetto al caso dei comuni acciai al carbonio. Due aspetti invece differenziano il comportamento di questi materiali in modo significativo: si tratta dell’infragilimento da zinco liquido e della elevata sensibilità allo sviluppo di porosità in zona fusa. Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2008 413 Metallurgia e saldabilità degli acciai zincati Infragilimento da zinco liquido Un aspetto che invece assume una certa rilevanza è il fenomeno dell’infragilimento da zinco liquido (talvolta detto anche infragilimento da penetrazione di zinco). Il meccanismo è stato attribuito allo sviluppo di fasi fragili ricche di zinco al centro del cordone che provocano il cedimento del giunto per effetto delle tensioni di ritiro, anche se i ridotti tempi di permanenza alle temperature tipiche di formazione di dette fasi farebbero escludere questo tipo di fenomeno. Sulla base di studi più recenti, sembra avere un’influenza più significativa la composizione chimica delle zone a centro cordone, particolarmente ricche di silicio, ed eventualmente magnesio, provenienti dal metallo d’apporto, ove lo zinco (ancora allo stato liquido) può facilmente diffondere provocando infragilimento della matrice (Fig. 5). Pertanto, l’infragilimento da zinco liquido può essere messo in correlazione con la procedura di saldatura, tenendo in considerazione i fattori d’influenza riportati di seguito: • Il tipo di giunto e la sua preparazione: sono maggiormente critici i giunti a T, che determinano un maggiore volume di zinco coinvolto, e la distanza tra i lembi, che non dovrebbe scendere sotto 1.5 mm (sia su giunti testa a testa sia per giunti a T) per consentire la volatilizzazione dello zinco dal rovescio della passata. • Il tipo di consumabile scelto ed il suo tenore in silicio, ed eventualmente magnesio che, come detto, appaiono elementi fortemente fragilizzanti in presenza di zinco liquido (ad esempio si consigliano elettrodi acidi piuttosto che basici); sperimentalmente si è rilevato che il valore di soglia per il silicio è circa pari allo 0.4%, al di sotto del quale i fenomeni di criccabilità risultano praticamente assenti. • La composizione chimica del metallo base e il relativo stato di copertura, essendo il primo importante per gli elementi chimici che entrano in diluizione in zona fusa ed il secondo rilevante per il quantitativo totale di zinco disponibile; pertanto, gli strati prodotti con processo elettrogalvanico o con ricottura (galvannealed) hanno migliore comportamento da questo punto di vista. 414 Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2008 Figura 5 - Cricche dovute all’infragilimento di metallo liquido. • La preparazione delle superfici è anch’essa rilevante, poiché la rimozione dello strato di zinco dalle superfici dei lembi (per effetto di spazzolatura o del processo di taglio eventualmente utilizzato per la preparazione del giunto) assicura l’assenza dei fenomeni di criccabilità. La qualifica delle procedure di saldatura è consigliata in ogni caso, con lo svolgimento di prove di duttilità (piegamento, frattura o, se applicabile, trazione trasversale). Porosità Lo sviluppo di porosità in saldatura è legato alla presenza di vapori di zinco in zona fusa provenienti dal metallo base. Un fattore sicuramente decisivo dunque anche in questo caso è lo spessore dello strato di copertura, e quindi la tecnologia utilizzata, il tipo di giunto (essendo maggiormente critica la realizzazione di giunti a T) ed il suo stato superficiale. Dal punto di vista tecnologico, la velocità di raffreddamento del giunto ed il fattore di forma sono pure rilevanti in quanto, in caso di basso fattore di forma (rapporto larghezza/profondità) e di solidificazioni veloci, i vapori non hanno tempo di evolvere verso la superficie, liberando il giunto. Per lo stesso motivo, può essere importante garantire una via di fuga allo zinco anche al rovescio del giunto o, nel caso di giunto a sovrapposizione, tra le lamiere; è pratica dunque alquanto con- solidata garantire una luce di qualche decimo di millimetro anche in caso di giunti a T (tra anima e piattabanda) e tra le lamiere nei giunti a sovrapposizione. Può essere allo scopo interessante notare che nel caso di giunto a T con due cordoni d’angolo (uno per lato) su elementi di spessore non particolarmente ridotto, il secondo giunto manifesta una maggiore tendenza alle porosità, proprio perché lo zinco non ha vie di fuga al rovescio di questa passata. È infine particolarmente interessante rilevare che la presenza di scoria sul deposito, dovuta all’uso di processi con flusso o rivestimento (elettrodo rivestito, arco sommerso o filo animato flux cored) può esercitare una certa influenza, anche in funzione della sua composizione e della relativa velocità di solidificazione. Processi di saldatura applicabili Tutti i processi di saldatura ad arco sono, di principio, applicabili, con la sola esclusione del processo TIG; in questo caso, infatti, la presenza dello strato di zincatura può contaminare facilmente l’elettrodo, provocandone la fusione e determinando una certa instabilità d’arco (per questo processo si suggerisce pertanto di rimuovere lo strato di copertura). Per quanto riguarda gli altri processi ad arco, invece, è da notare che lo strato di zincatura può determinare un certo assorbimento di energia che può richiedere l’uso di valori di corrente leggermente superiori. Nel caso della saldatura a filo continuo, in particolare, si segnala una maggiore tendenza alla formazione di spruzzi, particolarmente nel caso di trasferimento Metallurgia e saldabilità degli acciai zincati Figura 6 - Saldatura di giunti a T con elettrodi rutili a scoria lenta (sinistra) e veloce (destra). per corto-circuito, anche con l’uso di miscele povere di anidride carbonica (alcuni costruttori hanno sviluppato particolari programmi di saldatura mirati a ridurre il fenomeno). La saldatura è realizzabile con fili pieni ed animati, ricordando tuttavia la pericolosità degli eventuali composti di magnesio presenti nei fili flux cored per il fenomeno dell’infragilimento da zinco liquido. Nel caso di saldatura ad elettrodo rivestito, è da segnalare che esiste una correlazione tra il tipo di rivestimento e la tendenza a produrre incisioni marginali; scorie più lente (maggiormente basiche) tendono ad accentuare il fenomeno (Fig. 6). Nel caso di saldatura in posizione, è pratica comune preferire la saldatura con tecnica in discendente ed elettrodi basici (classificati AWS A5.1 E 7048), tecnica che garantisce risultati migliori rispetto a quella in ascendente, ove il maggiore apporto termico può produrre colaggio di zinco liquido proveniente dalle superfici sovrastanti, non ancora fuse. Ottimi risultati si possono ottenere utilizzando il processo di saldatura laser, ove le caratteristiche di elevata concentrazione di potenza possono consentire la volatilizzazione dello strato di zincatura per una zona avente larghezza estremamente ridotta, pur garantendo caratteristiche di saldabilità equivalenti a quelle del materiale non ricoperto. Tra gli aspetti più significativi è importante ricordare che i vapori di zinco interagiscono con il fascio laser (fenomeno di formazione della nube di plasma), determinando un certo assorbimento di potenza e, soprattutto, un maggiore rischio di avere porosità; il fenomeno è controllabile incrementando la velocità di saldatura oltre un certo valore di soglia (circa doppio rispetto al caso di acciai non ricoperti) o utilizzando appositi getti di gas che spazzano la zona di saldatura (forniti tramite i cosiddetti “dispositivi per la riduzione della nube di plasma”). Si segnala in ogni caso l’elevata tendenza allo sviluppo di porosità (Fig. 7), per cui la saldatura a sovrapposizione è ad esempio ritenuta applicabile solo per lamiere elettrozincate con spessore di saldatura assai ridotto (tipicamente inferiore a 10 μm). Come accennato precedentemente, la saldatura a resistenza è molto applicata su queste tipologie di materiali, grazie al particolare meccanismo di formazione del punto di saldatura che, a partire dai primi istanti della sua formazione, è contenuto all’interno di un guscio ricristal- Figura 7 - Saldatura laser (sorgente CO2) di giunto a sovrapposizione di lamiere zincate di spessore 0.8 mm, con zincatura elettrolitica di spessore Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2008 415 Metallurgia e saldabilità degli acciai zincati lizzato che allontana ogni elemento basso fondente dalla zona di saldatura; pertanto le caratteristiche meccaniche (e la duttilità, in particolar modo) del giunto non risultano inficiate dallo strato di copertura. I processi di saldatura a resistenza sono pertanto facilmente applicabili ad ogni tipo di superficie zincata. Le problematiche maggiori possono tuttavia derivare dal rapido deterioramento degli elettrodi in rame che, a contatto con lo zinco, tendono a portarlo in soluzione alterando le caratteristiche chimico-fisiche delle superfici; nel caso di saldatura a punti ciò richiede l’uso di elettrodi di forma tronco-conica e, nel caso di saldatura a rulli, comporta l’uso di complessi sistemi di pulizia di quest’ultimi. Si segnala inoltre il crescente utilizzo di processi di saldobrasatura, sia con sorgenti ad energia concentrata (laserbrazing) con processi a filo continuo e gas inerte (MIG-Brazing) con particolari programmi di controllo della forma d’onda per ridurre l’apporto energetico. In questi casi si utilizza come metallo Figura 8 b) - MIG-Brazing (giunto a sovrapposizione, puntato al rovescio, vista del diritto - sinistra e del rovescio - destra). d’apporto un filo di lega brasante in ottone al silicio che garantisce buone caratteristiche meccaniche e ottimo comportamento alla corrosione. In particolare, questi processi determinano una ridotta alterazione dello strato superDistanza [mm] ficiale di coperFigura 9 - Giunto saldobrasato tra una lega tura, che non ridi alluminio (AA6016) ed un acciaio chiede ripristino elettrozincato. (Figg. 8 a) - 8 b)). Un’ ultima applicazione interessante può La Figura 9 si riferisce, ad esempio, ad essere il caso particolare di giunti saldouna applicazione di laser-brazing con brasati tra componenti in leghe di allulega AA6016, utilizzando una sorgente minio ed acciai elettrozincati, realizzati Nd:YAG con potenza regolata a 1 kW, anch’essi con saldatura a filo continuo o velocità di saldatura di 1m/min, sistema con sorgente laser e lega brasante a base di riduzione della nube di plasma e lega rame (CuSi3), argento (Ag55Sn) e zinco brasante ZnAl4. (ZnAl4). Microdurezza HV0.1 Figura 8 a) - Realizzazione di un giunto con tecnologia laser-brazing. La saldatura nei francobolli Robot di saldatura (Welding robots) Italia 1983 Svezia 1984 Germania (DDR) 1987 416 Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2008 Scienza e Tecnica Considerazioni sulle caratteristiche meccaniche e sulle prove di laboratorio: la stima della tenacità reale È noto che nei laboratori di meccanica vengono eseguite sistematicamente prove su provette metalliche estratte da manufatti, elementi strutturali, campioni di materiale base o giunti saldati appositamente predisposti. Lo scopo appare ovvio: valutare attraverso prove di laboratorio le caratteristiche meccaniche del manufatto o elemento strutturale o infine giunto saldato che, già costruito o da costruirsi, comunque dovrà assolvere a impegni di carico più o meno gravosi. Altrettanto ovvio, ma talvolta non sufficientemente evidenziato, è il fatto che le caratteristiche meccaniche misurate, la resistenza, la duttilità o la tenacità sono da riferirsi alle provette, che hanno forma e dimensione definite e sono sottoposte a una modalità di prova univocamente stabilita. Da queste considerazioni deriva la necessità di una estrapolazione dei risultati al comportamento reale dei manufatti ovvero di un salto logico, così comunemente eseguito da risultare qualche volta inconsapevole, dal piccolo campione al grande elemento strutturale, dal laboratorio al sito industriale o al cantiere. Tutte le caratteristiche meccaniche sono influenzate dalla forma e dallo spessore dell’elemento strutturale, ma in particolare la tenacità; in altre parole la capacità di deformazione plastica di una porzione di materiale metallico in corrispondenza di un intaglio, la possibilità di dissipare l’energia prodotta dalle azioni esterne opponendosi alla propagazione dell’intaglio stesso (la tenacità è proprio questo, è la duttilità dove serve, intorno a una cricca) dipende fondamentalmente dalla forma e dallo spessore dell’elemento strutturale, oltre che dal materiale di cui è costituito e dalla temperatura; maggiore è lo spessore, più complesso è lo stato di sollecitazione, più acuto è l’intaglio e minore è la tenacità per unità di volume di quell’elemento strutturale. Da ciò consegue che i risultati delle prove di laboratorio su piccole pro- vette, come quelle utilizzate per le prove di resilienza, sovrastimano la tenacità di elementi reali ben più spessi e complessi, finendo per essere talvolta scarsamente rappresentativi. L’impiego in laboratorio di provette e modalità di prova molto più vicine al comportamento di elementi strutturali e soprattutto giunti saldati reali è ormai consolidato da un paio di decenni: le prove sono definite di meccanica della frattura e sono state codificate da normative nazionali autorevoli come le BS 7448 o da normative europee di travagliata e incompleta emissione, sono comunque Provino predisposto per prova di meccanica della frattura: intaglio praticato con macchina utensile in zona fusa e propagazione di cricca per fatica meccanica. Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2008 419 Scienza e tecnica Fase esecutiva della prova di meccanica della frattura: temperatura di prova -10°C. Esame visivo della cricca di fatica (tipica forma a mezza luna) dopo separazione delle due facce del provino. complesse e onerose ma forniscono risultati di valenza tecnica spesso non paragonabile ai risultati di prove di resilienza. Ciò è tanto più vero per i giunti saldati Struttura del TC121 "Welding" Dettaglio dell’intaglio e della cricca di fatica a fine prova: evidenti segni di apertura all’apice della cricca (Crack Tip Opening Displacement). spessi e rappresentativi di manufatti eserciti a temperature di decine di gradi al di sotto della temperatura ambiente: in questo ambito l’Istituto può vantare un’esperienza pluriennale eseguendo prove a bassa temperatura fino a -70°C e su provini di spessore rilevante, fino a 148 mm che bene riproducono le reali caratteristiche di tenacità della zona fusa o termicamente alterata di giunti saldati da esercire in severe condizioni ambientali. Nelle figure vengono rappresentate le fasi di prova di una giunzione saldata di circa 140 mm di spessore e la sezione trasversale della provetta intagliata a valle della prova stessa. Infatti i risultati delle prove devono essere validati da un esame visivo della superficie interessata dalla deformazione plastica ovvero dalla frattura fragile che hanno interessato il durante lo sviluppo della prova stessa: in particolare deve essere giudicato il fronte della cricca di fatica che preventivamente è stata fatta crescere nel provino, per rendere l’intaglio, intorno al quale si misura la tenacità, il più acuto possibile e pertanto rappresentativo delle peggiori condizioni di servizio dell’elemento strutturale al quale le misure sperimentali sono rivolte. Dott. Ing. Michele Lanza (Responsabile Laboratorio IIS) TC 121/WG 11 "Stud welding" TC 121/WG 13 "Destructive testing" TC 121/WG 16 "Welding of reinforcing steels" TC 121/WG 17 "Welding and allied processes - Environmental check list" TC 121/WG 18 "Terminology" TC 121/SC 1 "Specification and qualification of welding procedures for metallic materials" TC 121/SC 2 "Qualification requirements for welding and allied processes personnel" TC 121/SC 3 "Welding consumables" TC 121/SC 4 "Quality management in the field of welding" TC 121/SC 5 "Non-destructive examination" TC 121/SC 7 "Equipment for gas welding,cutting and allied processes" TC 121/SC 8 "Brazing and soldering" TC 121/SC 9 "Health and safety in welding and allied processes" 420 Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2008 IIS News 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 29 Aprile 2008; 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 2007, illustrando lo Stato Patrimoniale, il Conto Economico e la Nota Integrativa, commentando le principali attività svolte dai vari settori dell’Istituto. Il Rag. Franco Trentin, Presidente del Collegio dei Revisori dei Conti, ha concluso leggendo la Relazione del Collegio sul Bilancio 2007. L’Ing. Scasso ha quindi presentato e commentato il Preventivo per il 2008. Il Consiglio Generale, all’unanimità, ha approvato la Relazione della Presidenza, il Bilancio 2007 ed il Preventivo 2008 per presentazione all’Assemblea dei Soci. Su invito del Presidente, l’Ing. Scasso ha quindi illustrato, nelle sue linee essenziali, il documento contenente una nuova edizione del Regolamento per elezione, responsabilità, compiti e funzionamento degli Organi Istituzionali dell’IIS, richiamando le ragioni di efficienza e dinamicità, che ne hanno indotto l’elaborazione. Il Consiglio Generale ha preso atto e all’unanimità ha approvato. L’Ing. Scasso ha poi riferito che, nella sua ultima riunione, il Comitato Direttivo dell’Istituto ha deciso unanimemente di proporre quali Soci onorari: • il Dott. Ing. Mario Rossi Cairo, attualmente presidente Onorario della Commissione Centrale Tecnica dell’UNI, che ha seguito per decenni, prima quale membro del Consiglio Generale poi del Comitato Direttivo e quindi quale Vicepresidente, l’attività dell’IIS con particolare attenzione agli aspetti normativi e certificativi, sempre prodigo di preziosi consigli e suggerimenti; • il Dott. Ing. Adriano Puccini, già Quadro Tecnico dell’IIS e attualmente ritiratosi, che ha avuto per decenni la responsabilità della supervisione di importanti cantieri siderurgici e, contemporaneamente, ha iniziato e curato lo sviluppo della Rivista Italiana della Saldatura. Il Consiglio ha approvato. Infine, l’Ing. Scasso ha presentato brevemente la 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 ha preso 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 2007, il Bilancio dell’esercizio 2007 e la relativa Relazione del Collegio dei Revisori dei Conti. *** Il giorno 29 Aprile 2008 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 2007, della Relazione della Presidenza sulla gestione 2007 nonché della Relazione del Collegio dei Revisori dei Conti; 2. Presentazione, per approvazione, del Preventivo 2008; 3. Elezione del Consiglio Generale e del Collegio dei Revisori dei Conti per il triennio 2008-2011; 4. Attivazione del gettone di presenza ai Membri del Comitato Direttivo ed aggiornamento del compenso degli Organi Istituzionali. 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 2007 ed espone il Bilancio dell’Esercizio corredato dalla Nota Integrativa e dal Rendiconto Finanziario. *** La Relazione suddetta ed il Bilancio 2007 sono pubblicati a pagina 327 del presente numero della Rivista. *** Successivamente l’Ing. Bressani dà la parola al Presidente del Collegio dei Revisori dei Conti, Rag. Franco Trentin, che legge la Relazione del Collegio al Bilancio 2007. Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2008 423 IIS News *** La Relazione suddetta è pubblicata a pagina 340 del presente numero della Rivista. Al termine il Presidente ringrazia l’Ing. Scasso e il Rag. Trentin per le dettagliate esposizioni e propone all’Assemblea l’approvazione del Bilancio 2007 già approvato dal Consiglio Generale. L’Assemblea all’unanimità approva il Bilancio 2007 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 2008 già approvato dal Consiglio Generale. Al termine il Presidente chiede all’Assemblea l’approvazione del Preventivo per l’anno 2008. L’Assemblea all’unanimità approva. Passando al punto 3 dell’Ordine del Giorno, il Presidente dà ancora la parola all’Ing. Scasso che, nel contesto del rinnovo degli Organi Istituzionali in scadenza, presenta le composizioni proposte del nuovo Consiglio Generale e del nuovo Collegio dei Revisori dei Conti, previsti in carica per il triennio 20082011. Viene inoltre proposto che al Collegio dei Revisori dei Conti sia affidato un mandato più ampio, di cui sono definiti i settori d’intervento. Dopo breve discussione l’Assemblea all’unanimità approva. Il Presidente passa al punto 4 dell’O.d.G., dando la parola all’Ing. Scasso che propone un gettone di presenza per i Membri del Comitato Direttivo, nonché l’adeguamento del compenso, fermo da anni, 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. API RBI User Group Meeting Dal 25 al 27 Febbraio 2008 si è tenuto a Houston (TX) il meeting degli utilizzatori del programma API RBI (American Petroleum Institute - Risk Based Inspection User Group). 424 Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2008 Il gruppo è costituito da tutte le società licenziatarie del software API-RBI, tra le quali figurano alcune tra le più importati multinazionali che operano nel campo della raffinazione del petrolio e dell’industria chimica (Shell, Atofina, Petrobras, Aramco, Dow, Chevron…). Il meeting, che ha cadenza semestrale, ha lo scopo di definire gli aggiornamenti e le implementazioni che saranno sviluppati con il software dalla Equity Engineering Group, società a capo del progetto e proprietaria della licenza del software, sulla base delle esperienze maturate dai componenti del User Group. Gli sviluppi metodologici sono anche sottoposti a valutazione e votazione per il completamento dell’iter di approvazione previsto dalle procedure API che porterà all’emissione della revisione del documento BRD 581: “Base Research Document on Risk Based Inspection”, prevista entro il primo semestre di quest’anno. A partire dal 2007, la prima giornata è, in genere, riservata agli utilizzatori internazionali (extra statunitensi) allo scopo di focalizzare le esperienze e le proposte di sviluppo derivanti dall’applicazione della metodologia in ambiti caratterizzati da una diversa regolamentazione e tradizione. In considerazione delle difficoltà a partecipare ai meeting di alcuni utilizzatori (in particolare di provenienza dall’area orientale e medio orientale), è stato deciso di organizzare in Italia (Milano) per il prossimo mese di ottobre una sessione dedicata agli utilizzatori internazionali. In tale occasione, sarà prevista inoltre una giornata di libera partecipazione durante la quale verranno illustrati lo stato dell’arte della metodologia API RBI, le esperienze maturate nell’ultimo decennio e gli sviluppi che attualmente si individuano per la prossima revisione della procedura di valutazione. Il meeting riservato agli utilizzatori “internazionali” - International API RBI User Group meeting. Da sinistra in piedi: Pal Rudas - Piline (HU); Andras Seregi - Piline (HU); Stefano Pinca - Istituto Italiano della Saldatura (I); Ricardo Costa - ISQ (P); Greg Alvarado E2G (USA); John Britton - DNV (N). Da sinistra seduti: Jozsef Toth - TÜV Rheinland (HU); Antonio Correia da Cruz - ISQ (P); Lynne Kaley - E2G (USA); Mary E. Buchheim - E2G (USA); Tim McGhee Aramco (KSA). SUPPORTI GRAFICI Mostra convegno prodotti, tecnologie e servizi per il motorismo da competizione ModenaFiere 16 - 17 Ottobre 2008 www.motorsportexpotech.it solo professionalità alta specializzazione niente spettacolo promosso da: www.assomotoracing.it organizzato da: ingresso riservato ai soli operatori Modena Esposizioni S.r.l. viale Virgilio, 58/B 41100 Modena tel. 059 848380 fax 059 848790 www.modenafiere.it [email protected] Formazione A Taranto la IIª edizione del Master Universitario di Primo Livello in Ingegneria della Saldatura Come promesso, a seguito dei successi della prima edizione (Ottobre 2006 Luglio 2007), il Dipartimento di Ingegneria dell’Ambiente e per lo Sviluppo Sostenibile (DIASS) del Politecnico di Bari e la Welding Engineering Center WEC S.r.l. (Società Spin Off del Politecnico di Bari) promuovono, presso la Facoltà II di Ingegneria di Taranto, in collaborazione con l’Istituto Italiano della Saldatura (IIS) di Genova, la Staff S.r.l. di Taranto e Finindustria S.r.l. Holding di Confindustria Taranto, la seconda edizione del Master Universitario di Primo Livello in “INGEGNERIA DELLA SALDATURA” (Ottobre 2008 Luglio 2009) con l’obiettivo di formare specialisti operanti nel mondo delle saldature. Gli organizzatori Questa seconda edizione del Master, la cui quota di iscrizione sarà completamente a carico dei partecipanti, sta già riscuotendo notevole successo, registrando numerosissime visite nel sito web (www.wecsrl.it/master) e raccogliendo già da tempo le prime pre-iscrizioni. Il conseguimento del Master darà diritto al riconoscimento di 60 Crediti Formativi Universitari (CFU), pari a 1500 ore, di cui 656 ore di lezioni e seminari, 300 ore di stage e 546 ore per studio individuale. L’acquisizione dei crediti sarà subordinata al superamento delle verifiche di apprendimento, intermedie e finali, e al rispetto degli obblighi di frequenza, nonché a tutti gli altri obblighi previsti dal Disciplinare degli allievi dei Corsi post-laurea e dal Regolamento interno dei Master Universitari del Politecnico di Bari. Il Master, anche per la seconda edizione, è stato organizzato in termini di formazione, addestramento, esami finali e qualificazione tenendo presente i requisiti minimi previsti dalle linee guida elaborate e valutate dal gruppo “Education, Training and Qualification” dell’International Authorisation Board (IAB) dell’International Institute of Welding (IIW). I partecipanti al Master seguiranno, infatti, corsi rigorosamente tenuti da docenti del Politecnico di Bari, dell’IIS e da figure qualificate, utili alla qualificazione della figura di International Welding Engineer (IWE) preposta alle attività di carattere prettamente produttivo di Welding Coordination, definite nell’ambito dell’EWF (European Welding Federation) e, successivamente, recepite a livello internazionale dall’International Institute of Welding (IIW). Inoltre, i partecipanti seguiranno corsi utili alla qualificazione della figura di International Welding Inspector - Comprehensive (IWI-C), figura professionale in saldatura dedicata alle attività di carattere ispettivo, nel senso lato del termine. Il Welding Inspector non deve, quindi, essere visto in un contesto di carattere produttivo, come il Welding Coordinator, né sovrapporsi agli operatori addetti alle prove non distruttive. Dal 2002, la figura del Welding Inspector è stata recepita a livello intercontinentale; chi consegue pertanto questo titolo non ne vedrà la validità limitata in ambito europeo. Infine, il seminario relativo ai Sistemi di gestione della Qualità e dei Sistemi di Gestione Ambientale in saldatura permetterà ai partecipanti di ottenere la formazione necessaria al coordinamento ambientale delle attività di saldatura. Questo iter formativo permetterà di raggiungere le competenze di Environmental Welding Coordinator (EWC), figura professionale riconosciuta ufficialmente dall’EWF. A conclusione del Master, a coloro che avranno partecipato con regolarità e profitto all’intero programma formativo e che avranno superato le prove di valutazione previste, verrà rilasciato, ai Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2008 427 Formazione sensi dell’art. 3 comma 8 del D.M. 3 Novembre 1999, n. 509, il titolo di Master Universitario di Primo Livello in Ingegneria della Saldatura. Inoltre, a coloro che supereranno positivamente gli esami dei singoli moduli verranno rilasciati, direttamente dall’IIS nella sua qualità di ANB (Authorized National Body) dello IAB, i titoli di Welding Coordination (IWE), Welding Inspection (IWI-C) riconosciuti dal- l’EWF e dall’IIW. Agli uditori verrà rilasciato regolare attestato di frequenza all’intero Master o ai singoli moduli; a seguito di regolare esame, potranno ricevere le qualifiche di loro interesse. Nonostante non si sia avviata ancora la formazione in aula, notevoli sono già state le richieste da parte di aziende interessate ad ospitare i partecipanti nell’ambito degli stage previsti e a valutare concretamente una possibile assunzione degli stessi. Nell’ambito della prima edizione, il 60% dei partecipanti è stato assunto in azienda prima ancora di iniziare il proprio periodo di stage formativo. Un grazie particolare, da parte degli organizzatori, va all’Istituto Italiano della Saldatura di Genova per aver deciso di essere presente al nostro fianco anche in questa seconda edizione del Master. Il percorso didattico Formazione in aula Modulo I Metallurgia e Saldabilità 8 CFU Modulo II Tecnologia della Saldatura 9 CFU Modulo III Trattamenti Termici 3 CFU Modulo IV Progettazione e Calcolo 6 CFU Modulo V Costruzioni Saldate 9 CFU Modulo VI Ispezioni dei Giunti Saldati 6 CFU Modulo VII Seminari 3 CFU Modulo VIII Tirocinio Aziendale 12 CFU Modulo IX Tesi Finale 4 CFU Formazione in azienda 1 CFU = 25 ore di formazione (lezioni frontali in aula + studio individuale a casa) Le novità della II edizione Rispetto alla prima edizione sono state apportate delle modifiche con l’obiettivo di migliorare l’intero percorso formativo. In particolare: • Seminario sul RISK MANAGEMENT in Welding Fabrication (a cura del Dott. Ing. Mauro Scasso, Segretario Generale IIS); • Seminario sulla norma EN ISO 3834 - Il Sistema di Gestione Qualità in Saldatura (a cura della Divisione CER - Certificazione dell’IIS); • Seminario di INGLESE TECNICO; • Incontri con Esperti del Settore; • Presenza alle GNS 5 - Eurojoin 7 a Venezia (21-22 Maggio 2009); • Visita c/o la sede dell’Istituto Italiano della Saldatura a Genova. Le scadenze • 19 Settembre 2008 (entro ore 12.00): domanda di ammissione alla procedura di selezione; • 22 Settembre 2008: pubblicazione ammissioni al colloquio orale; • 24 Settembre 2008: colloquio orale motivazionale; • 26 Settembre 2008: pubblicazione ammissioni al Master; • 3 Ottobre 2008: scadenza immatricolazione al Master; • 6 Ottobre 2008: inizio Master. Tutte le informazioni, le scadenze e la modulistica sono scaricabili dal sito: www.wecsrl.it/master La segreteria organizzativa WEC srl - Taranto Dipartimento di Ingegneria dell’Ambiente e per lo Sviluppo Sostenibile - Politecnico di Bari Referente: Prof. Ing. Luigi De Filippis Tel. +39 099 47.33.264 Fax +39 099 47.33.306 e-mail: [email protected] The EWF - www.ewf.be European Federation for Welding, Joining and Cutting is an association comprising one member organisation for each country of the European Union and of the European Free Trade Association (EFTA). Observer organisation status is available outside of these areas at the discretion of the EWF. The Federation was formally established on the 1st of January 1992. The EWF Courses' Guidelines cover all professional levels in welding technology and related areas, such as Thermal Spraying, Adhesive Bonding, Plastics Welding and Underwater Welding, leading to recognised qualifications in 34 countries. The EWF system is recognised in Europe and abroad and its adoption outside Europe was established through an agreement signed between IIW - International Institute of Welding and EWF for the development of an international scheme based on the EWF Training Guidelines and Qualification procedures. 428 Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2008 Normativa Tecnica L’edizione 2007 del Codice ASME VIII Divisione 2 Finalmente ha visto la luce la nuova edizione 2007 della Sezione VIII, Divisione 2 del Codice Americano, profondamente innovativa rispetto all’edizione precedente. Sono infatti totalmente nuove le sollecitazioni ammissibili che, per i materiali diversi dalla bulloneria a temperature inferiori a quelle in cui si verificano fenomeni di scorrimento viscoso, ricalcano quelle adottate dalla PED, dalla norma armonizzata EN 13445.3 e dalla nostra VSR. Nuove sono le formule adottate per fasciami, coni, cilindri e fondi bombati, sia a pressione interna che a pressione esterna: le formule considerano ora anche il caso di membrature spesse. Nuovo è il metodo usato per il calcolo dei rinforzi di apertura, ripreso in parte da quello previsto nelle norme europee (EN 13445, AD 2000, CODAP2000 e VSR), ma con in più il vantaggio di riuscire a determinare una sollecitazione massima dovuta alla pressione interna in prossimità dell’apertura componibile con le sollecitazioni localizzate dovute alle spinte sui bocchelli; per il calcolo di queste sollecitazioni si fa ora esplicito riferimento al metodo WRC (Welding Research Council Bulletins 107 e 297). Nuovo anche il metodo per il calcolo delle giunzioni tra fondi conici e fasciami cilindrici. Per le piastre tubiere (in precedenza previste soltanto nel Design by Analysis) è stato ripreso il metodo già previsto nella Divi- sione 1 della stessa Sezione VIII. Nulla di nuovo invece per coperchi piani e flange, queste ultime ancora basate sul vecchio metodo Taylor Forge, cioè sullo stesso metodo previsto nella Divisione 1, in VSR, nel PD 5500, nel CODAP 2000 ed anche nel capitolo 11 della norma armonizzata EN 13445, che tuttavia presenta un metodo alternativo (Appendice G, ora completato dalla nuova Appendice GA) molto più moderno. Profondamente innovativo anche tutto ciò che riguarda il Design by Analysis (DBA), che ora prevede tre metodi diversi: oltre al classico metodo basato sull’analisi elastica e sulla categorizzazione delle sollecitazioni, ci sono infatti anche un secondo metodo basato sull’analisi limite ed un terzo metodo basato sull’analisi elastoplastica. Da notare che, mentre nell’edizione precedente chi sceglieva il DBA era comunque obbligato anche al Design by Formulae (DBF), cioè a rispettare anche le formule di calcolo previste dal Codice, adesso (come già avviene nell’EN 13445) il DBA è alternativo al DBF: ossia chi riesce a dimostrare mediante un’analisi FEM che il suo apparecchio è stabile, non ha più bisogno di verificarlo anche con le formule. Tutta nuova anche l’analisi a fatica, dove è stato parzialmente adottato il concetto delle norme europee, e cioè che esiste una differenza tra le verifiche fatte nelle zone non saldate, dove si guarda la variazione durante un ciclo delle sole sollecitazioni “strutturali” (cioè quelle depurate dalle concentrazioni dovute a intagli, raccordi a spigolo vivo, ecc.) e quelle fatte nelle zone non saldate, dove invece si guarda la variazione durante un ciclo della sollecitazione totale, comprensiva dei picchi; ovviamente il numero dei cicli va poi determinato adottando curve differenti nei due casi. Nuova anche la pressione di prova idraulica, che ora è molto simile a quella prevista dalla Direttiva PED (salvo per il fatto che la base da utilizzare per la PED è la pressione di progetto, mentre per il codice americano è la cosiddetta “Maximum Allowable Working Pressure”, ossia la massima pressione di progetto compatibile con gli spessori utilizzati). Il carattere sostanzialmente innovativo di questo codice (che, è bene ricordarlo, è un’alternativa alle norme della Divisione 1 della stessa Sezione VIII “Unfired Pressure Vessels”, da utilizzare solo per apparecchi tecnologicamente avanzati) ha già consigliato un rinvio della sua entrata in vigore, prevista dal 1° Gennaio 2008: è già stato infatti approvato un “ASME Case” che permette l’uso della vecchia edizione 2004 fino al 30 Giugno 2009, cioè a una data successiva a quella dell’emissione della prima “Addenda” annuale (dove verranno presumibilmente corretti i numerosi errori nelle formule che abbiamo riscontrato nella prima edizione). Ciononostante, bisogna comunque riconoscere che gli Americani hanno compiuto, con questo nuovo codice, un notevole passo avanti nella direzione che era stata già indicata dalla norma armonizzata EN 13445. Dott. Ing. Fernando Lidonnici SantʼAmbrogio Servizi Industriali Srl Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2008 429 graphics layout by in collaborazione con Pisa 22-24 Ottobre 2008 DIAMO ENERGIA ALL’ECONOMIA www.feiforum.it Media Partner Media Sponsor Organizzazione e Produzione Dalle Aziende Nuovi traina-filo portatili ESAB MobileFeed per saldatura MIG-MAG La gamma ESAB di alimentatori trainafilo per saldatura semiautomatica a filo continuo MIG-MAG comprende due modelli appositamente studiati per soddisfare le particolari esigenze dei cantieri navali e, in generale, dei lavori di montaggio e di riparazione all’aperto. Si tratta di apparecchiature particolarmente robuste e nello stesso tempo compatte e leggere, per poter seguire senza difficoltà l’operatore anche nei posti di lavoro più disagevoli e angusti. In particolare, MobileFeed 200AVS e MobileFeed 300 AVS operano utilizzando la tensione d’arco fornita da generatori sia CV (tensione costante) sia CC (corrente costante), senza necessità dell’alimentazione separata a 42 V come gli alimentatori traina-filo convenzionali. MobileFeed 200AVS è di dimensioni più ridotte e può utilizzare bobine di filo da 200 mm di diametro mentre il modello più grande MobileFeed 300 AVS accetta bobine di diametro 300 mm. I quattro rulli di trazione assicurano un’alimentazione del filo costante e sicura ed un’ampia gamma di fili utilizzabili, da 0.6 fino a 2 mm di diametro. La struttura in polimeri rinforzati offre elevata resistenza agli urti, all’umidità, agli agenti chimici ed agli spruzzi di saldatura. I traina-filo portatili ESAB MobileFeed sono conformi alle severe norme di sicurezza IEC 60974-5. ESAB Saldatura SpA Via Mattei, 24 - 20010 Mesero (MI) Tel. 02 979681 - Fax 02 97289300 e-mail: [email protected] www.esab.it ALUMINIUM 2008: 7° Salone Mondiale & Congresso La settima edizione del Salone Mondiale ALUMINIUM 2008 si svolgerà ad Essen in Germania, dal 23 al 25 Settembre 2008. Affidabile, versatile e duraturo, l’alluminio è entrato, world-wide, a far parte di tutte le sfere della nostra vita. La crescita di questa domanda si riflette ugualmente nello sviluppo di ALUMINIUM 2008: a circa 5 mesi dall’inizio del Salone, oltre 750 Espositori hanno sin d’ora confermato la propria presenza alla manifestazione leader mondiale del settore e la domanda di superficie espositiva da parte delle aziende ha superato le più rosee aspettative degli organizzatori, la Reed Exhibitions Deutschland GmbH. Già nella sua ultima edizione, ALUMINIUM aveva realizzato una straordinaria crescita, evidenziando un numero record sia di Espositori che di Visitatori e, come dichiara la Sig.ra Britta Wirtz, Direttrice del Salone, oltre il 70% degli Espositori ha potuto concretizzare investimenti e concludere affari durante il Salone. Il successo dell’ultima edizione è stato anche sottolineato dal sondaggio effettuato presso i Visitatori: l’83.5% ha Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2008 433 Dalle Aziende giudicato questo salone mondiale come “Eccellente - Buono”. ALUMINIUM, oltre ad essere l’appuntamento irrinunciabile a livello mondiale per gli operatori di questo settore, si presenta alle migliaia di Operatori professionali con un interessante lay-out espositivo: i padiglioni a tema relativi ai settori Fonderia, Saldatura & Leghe, 1° Lavorazione Alluminio, Trattamento delle superfici, Prototipazione rapida, Costruzione Utensili & Stampi, Energia e Ricerca, permetteranno ai Visitatori un chiaro orientamento ed una veloce ricerca dei propri principali interessi. Una panoramica compatta del settore e tre intense giornate fieristiche permetteranno, inoltre, di scoprire tutte le innovazioni in termini di prodotto, tecnologie e processi produttivi a livello mondiale. I trend e gli sviluppi più attuali avranno una ulteriore sottolineatura grazie al Congresso Aluminium ad Essen ed alla Conferenza ICAA (International Conference on Aluminium Alloys) ad Aachen. Parlando di innovazione, l’European Aluminium Award “Industrial Design and Engineering”, sponsorizzato dai Global Players del settore, sarà un importante riconoscimento molto atteso da parte delle Aziende e dei Media: un ulteriore elemento che completa il “carisma didattico” di questa manifestazione mondiale per il settore alluminio. Da non dimenticare è, inoltre, la grande sinergia del Salone ALUMINIUM con COMPOSITES EUROPE, manifestazione che si svolge contemporaneamente, particolarmente interessante per numerosi gruppi di Visitatori che utilizzano nel proprio processo produttivo sia l’alluminio che i materiali compositi. PROMOEVENTS Via Privata Pomezia, 10/A - 20127 Milano Tel. 02 33402131 - Fax 02 33402130 e-mail : [email protected] www.aluminium-messe.com Interessanti effetti sinergici: Puls-Mix integra CMT e arco voltaico a impulsi Il processo CMT (Cold Metal Transfer) ha rivoluzionato i campi d’uso della saldatura. I vantaggi offerti consistono in minore apporto di calore con conseguente riduzione della distorsione, regolazione dell’arco voltaico estremamente 434 Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2008 stabile, dosaggio preciso dello stacco della goccia, eliminazione degli spruzzi, unioni più sottili delle lamiere (anche di quelle rivestite), varietà di metalli e di giunzioni sottili e spesse. Prima le prestazioni energetiche presentavano limitazioni verso l’alto, ora la combinazione con l’arco voltaico a impulsi annulla questi limiti. Il nuovo processo Puls-Mix di Fronius mette a disposizione del saldatore la gamma energetica tra CMT e arco voltaico a impulsi in qualsiasi intensità desiderata. A ciò si aggiunge la maggiore stabilità di processo anche in presenza di un arco voltaico a impulsi “puro” grazie ai vantaggi tecnici offerti dal processo CMT. La saldatura, soprattutto di giunzioni critiche di alluminio e acciaio Cr-Ni di spessore compreso tra 0.5 e 3.0 mm, è il campo di applicazione di Puls-Mix preferito sperimentato da Fronius e dagli utenti pilota. I test da loro condotti con esito positivo hanno riguardato giunti di saldatura a testa continua, a sovrapposizione, a scanalatura, d’angolo e di flangiatura. Rispetto agli altri processi i vantaggi principali consistono nella buona regolazione dell’intensità dell’apporto di calore e nell’arco voltaico particolarmente stabile. La selezione dell’apporto di calore eseguibile dall’utente si estende quasi ininterrottamente sull’intera gamma di CMT e arco voltaico a impulsi. In questo modo si possono, per esempio, determinare in modo mirato la zona d’influenza della mescola di materiali, la sezione e la forma del giunto, oppure variare l’apporto di calore in presenza dello stesso rendimento di metallo depositato annullando così contemporaneamente i limiti di rendimento di CMT, pur conservandone tutti i vantaggi. Il movimento a inversione del filo conti- nua a rappresentare la tipicità e unicità del processo CMT. Il sistema di regolazione sfrutta il contatto meccanico diretto del filo con la superficie del pezzo da lavorare anche per determinare con precisione la distanza e quindi la lunghezza dell’arco voltaico. Così, per esempio, è sufficiente 1 tempo CMT ogni 100 millisecondi tra i tempi dell’arco voltaico per regolare la lunghezza dell’arco voltaico. Nei metodi di misura elettrici convenzionali basati sulla tensione dell’arco voltaico si verificano condizioni marginali indesiderate e perturbanti come le impurità di superficie. Per l’utente di Puls-Mix questo è ormai acqua passata. FRONIUS Via Monte Pasubio, 137 - 36010 Zanè (VI) Tel. 0445 804444 / 0362 545564 Fax 0445 804400 e-mail: [email protected] www.fronius.com Compotec: un debutto europeo Compotec ha avuto il piacere di debuttare ufficialmente lo scorso aprile, al Jec Composite Show di Parigi. Questa partecipazione, realizzata grazie alla partnership realizzata con Jec Group, ha permesso a Compotec di essere presente su un palcoscenico europeo di grande importanza con uno stand. Compotec ha avuto un grande successo di pubblico, nel corso dei tre giorni dell’evento l’afflusso degli operatori interessati è stato continuo e molti contatti sono andati a buon fine. Il primo salone in Italia dei compositi si sta sviluppando molto bene, con una crescita continua nel numero degli espositori, coinvolgendo aziende di notevole importanza anche grazie a una struttura Dalle Aziende innovativa che vede accanto agli stand aziendali una serie di conferenze e seminari tecnico-scientifici che abitualmente non ha luogo in tali contesti. Ecco di seguito un anticipo degli eventi confermati: • “Advancing with Composites 2008”, nona edizione del Convegno Internazionale sui Materiali Compositi organizzato da AMME ASMECCANICA, Centro dei Materiali Compositi insieme a CarraraFiere e Università di Napoli Federico II, rappresenta una occasione di incontro e di scambio di informazioni tecniche e scientifiche sulle applicazioni e le tecnologie dei materiali compositi; • il Seminario sui Nano Compositi organizzato con il Prof. Marino Quaresimin dell’Università di Padova; • la Conferenza AICO che presenterà le ultime innovazioni nel campo delle applicazioni dei materiali compositi nell’edilizia; • l’incontro SAMPE. L’appuntamento è a Marina di Carrara, dal 29 al 31 Ottobre 2008. CARRARAFIERE S.r.l. Viale G. Galilei, 133 - 54033 Marina di Carrara (MS) Tel. 0585 787963 - Fax 0585 787602 e-mail: [email protected] www.compotec.it Nuovi fili animati Welding Alloys per saldatura di acciai DUPLEX e SUPERDUPLEX Il Congresso internazionale DUPLEX 2007, tenutosi nel mese di Giugno 2007 c/o il Palazzo dei Congressi di Grado (UD), ha dato l’opportunità alla Società Welding Alloys di partecipare attivamente alla manifestazione presentando un proprio articolo denominato “Duplex and Superduplex Cored Wires: Modern Consumables For Modern Steel”. L’articolo descrive le tecniche di giunzione dei nuovi acciai, con particolare riferimento ai Superduplex micro legati con elementi che migliorano le proprietà meccaniche e le caratteristiche di resistenza alla corrosione. La realizzazione dei moderni fili animati si è resa necessaria a seguito della produzione dei nuovi acciai, sia a livello sperimentale che industriale, da parte delle maggiori acciaierie nei vari paesi del mondo, che partecipavano presentando le loro memorie allo stesso congresso. I fili animati WA DUPLEX e SUPERDUPLEX, sia nelle versioni “Metalcored” che “Flux-cored” sono attualmente utilizzati con successo nella saldatura in Arco Sommerso per unione di spessori importanti, nella tecnologia FCAW per utilizzo in tutte le posizioni, e in prima passata nella posizione verticale discendente quale alternativa alla tecnica TIG, dove possibile e con impianti appropriati. La partecipazione della Welding Alloys è stata rafforzata dalla presenza di uno stand dove sono state distribuite ai partecipanti copie delle schede tecniche in formato elettronico, relative ai fili animati di ultima generazione sviluppati nello stabilimento W. A. France. È possibile agli interessati richiedere copia dell’articolo via e-mail. Nella foto due dei relatori: Jean Marie Bonnel, Direttore tecnico Welding Alloys France e Adelio Cordari, Amministratore delegato Welding Alloys Italiana. WELDING ALLOYS ITALIANA S.r.l. Via Einaudi, 4 20068 Peschiera Borromeo (MI) Tel. 02 51650444-421 - Fax 02 51650502 e-mail : [email protected] www.welding-alloys.com Grande successo per la giornata mcm days “Manutenzione & Diagnostica” Prossimo appuntamento a Verona, 21-23 Ottobre, per MCM 2008 Grande soddisfazione di operatori ed aziende per il terzo appuntamento con l’evento mcm Days “Manutenzione & Diagnostica: il monitoraggio come strategia”, svoltosi a Milano lo scorso 17 Aprile, organizzato da EIOM e AIMAN (Associazione Italiana Manutenzione). Il riscontro assolutamente positivo degli operatori non è venuto a mancare; alla giornata, infatti, è stata registrata un’affluenza eccezionale: oltre 220 sono stati i visitatori professionali, provenienti in special modo dalle regioni settentrionali, che hanno preso parte alla giornata dedicata al tema del “Monitoraggio come Strategia”. La giornata è stata strutturata in modo verticale, con una “sessione plenaria” mattutina a cura di AIMAN, in cui sono stati presentati interventi tecnici e casi pratici a spaziare sui vari aspetti della diagnostica e del monitoraggio, sia strumentale che gestionale. Particolare gradimento anche per i workshop pomeridiani, realizzati dalle Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2008 435 Dalle Aziende aziende partecipanti alla mostra convegno nelle modalità del corso di formazione, per approfondire sia le tematiche trattate in mattinata, che le tematiche emergenti nel settore. Di rilievo la presenza delle aziende, tra cui segnaliamo Flir Systems, Rockwell Automation, Testo, Bureau Veritas, Eurotron Instruments, ISE – Industrial Service Engineering, Nuova Cmme, Distrelec Italia, Fluke Italia, Festo CTE, Sirtel, Rexfin SDT, Inspiring Software, Servizi Isacchi, Gruppo IB, Ithec Italia, Karberg & Hennemann, Istituto Italiano della Saldatura. Importante anche il target intervenuto, costituito primariamente da responsabili di manutenzione ed asset manager, provenienti da aziende quali Worthington, Tenaris Dalmine, Ansaldo Energia, Solvay Solexis, Althea, Poste Italiane, Aluminium Europa, Columbian Carbon Europa, Lindt, BNP Paribas Real Estate, Pirelli Tyres, Elettra Energia, Nuovo Pignone, Galbani ecc. Il prossimo appuntamento con MCM, la Mostra Convegno Internazionale della Manutenzione Industriale, è a Veronafiere, dal 21 al 23 Ottobre 2008, all’interno della quale si svolgeranno i lavori del XXIII Congresso Nazionale AIMAN. MCM è un evento dal format innovativo che, abbinando l’immediatezza propria della mostra-convegno (di cui gli mcm days dimostrano l’efficacia) alle dimensioni e al respiro della grande manifestazione internazionale, è riuscito a incontrare le esigenze di un pubblico qualificato di operatori. L’edizione 2008 di MCM, inoltre, crea ulteriori opportunità per le aziende, integrando l’offerta di soluzioni e tecnologie per la Manutenzione Industriale (diagnostica e predittiva, manutenzione meccanica, fluid engineering, manutenzione elettrica, strumentazione e controllo, service) all’ambito della sicurezza e dell’antinfortunistica, e della distribuzione industriale. Tutte le informazioni al riguardo (modulistica per l’adesione, programma, statistiche e feed-back dell’edizione 2007) sono disponibili sul sito web ufficiale della manifestazione www.mcmonline.it EIOM - Ente Italiano Organizzazione Mostre Viale Premuda, 2 - 20129 Milano Tel. 02 55181842 - Fax 02 55184161 e-mail: [email protected] www.eiomfiere.it 436 Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2008 Fili animati tubolari per acciai ad alto limite di snervamento Trafilerie di Cittadella S.p.A. - Fileur, forte della sua esperienza e del suo know-how nel campo dei fili animati tubolari, è impegnata da anni nella continua ottimizzazione dei suoi prodotti in uno dei settori applicativi più importanti ed interessanti del momento. La crescita economica a livello globale richiede un continuo approvvigionamento di energia che, in attesa di un efficace utilizzo delle fonti energetiche alternative, è vincolato esclusivamente all’utilizzo del petrolio.Conseguentemente sono in fase di costruzione diversi progetti inerenti l’industria petrolifera, ed in particolare nuove costruzioni offshore, on-shore e pipeline. L’esigenza di ottimizzare l’efficienza e l’efficacia di queste importanti strutture, unitamente alla necessità di garantire la massima qualità rispettando ogni standard di sicurezza, hanno spinto i procedimenti di saldatura ai massimi livelli qualitativi e tecnologici. Per rispondere a queste importanti esigenze, Trafilerie di Cittadella - Fileur ha sviluppato una serie di fili animati tubolari ramati per acciai ad alto limite di snervamento, con un carico minimo da 550 MPa a 890 MPa. Si tratta in genere di consumabili utilizzati per acciai bonificati bassolegati, sottoposti a trattamenti termici di tempra e rinvenimento, che conferiscono al materiale elevate caratteristiche tensili ed un’ottima tenacità. Le caratteristiche meccaniche sono dovute all’aggiunta di elementi tempranti quali: cromo, molibdeno, nichel e di microleganti quali vanadio, titanio e niobio. La struttura metallurgica finale è una struttura martensitica rinvenuta a grano fine, che garantisce il giusto compromesso tra resistenza e tenacità. I principali problemi di saldabilità degli acciai bonificati sono dovuti alla comparsa di cricche a freddo in zona fusa e termicamente alterata. L’insorgenza di questo tipo di difetto è dovuta principalmente a tre fattori: • presenza di tensioni residue • presenza di strutture fuori equilibrio • presenza residua di umidità. Per la saldatura di questa tipologia di acciai è quindi essenziale mantenere il livello di idrogeno il più basso possibile, considerando come assodata la presenza dei primi due fattori. Questo risultato può essere ottenuto anche attraverso l’uso di fili animati a basso contenuto di idrogeno diffusibile. Gli unici fili animati in grado di garantire un tenore di idrogeno basso e costante nel tempo sono i fili animati tubolari ramati. Il livello tipico di idrogeno diffusibile di questo tipo di consumabili è inferiore a 4 ml/100 g di deposito, il livello più basso previsto dalle normative internazionali sia europee (EN) sia americane (AWS). Inoltre è fondamentale mantenere una struttura a grano fine dopo saldatura sia in zona fusa sia in zona termicamente alterata; per ottenere questo bisogna limitare al minimo l’apporto termico durante il processo di saldatura. Questo risultato si può raggiungere in maniera efficace nel campo dei fili animati tubolari ramati, che a parità di parametri operativi, sono in grado di realizzare delle velocità di saldatura maggiori rispetto agli usuali fili pieni, mantenendo peraltro inalterati il livello di saldabilità e le caratteristiche meccaniche dei fili stessi. Inoltre, l’uso di fili animati tubolari ramati a bassissimo contenuto di idrogeno diffusibile permette di poter ridurre in modo sensibile le temperature di preriscaldo e di postriscaldo rispetto per esempio all’utilizzo dei fili animati aperti (a piattina). Questo è tanto più sensibile tanto più è spesso il materiale da saldare, con una riduzione della temperatura di circa il 10%. Dalle Aziende Per gli acciai con Rp 0.2 > 690 MPa, Trafilerie di Cittadella - Fileur propone tre tipologie di fili animati in funzione delle diverse esigenze applicative: 1 - FILEUR AB 15 2 - FILEUR AMC 15 3 - FILEUR ARS 15 Per gli acciai con Rp 0.2 > 890 MPa, Trafilerie di Cittadella - Fileur propone due tipologie di fili animati in funzione delle diverse esigenze applicative: 1 - FILEUR AB 20 2 - FILEUR AMC 20 Oltre a queste due linee per acciai ad alto carico di snervamento (“15” e “20”), Trafilerie di Cittadella - Fileur propone anche una ulteriore linea “18” per acciai con Rp 0.2 > 550 MPa. Si tratta di fili animati legati al nichel molibdeno, presenti nelle tre principali tipologie: 1 - FILEUR AB 18 2 - FILEUR AMC 18 3 - FILEUR ARS 18 Grazie alla flessibilità dei suoi impianti, Trafilerie di Cittadella - Fileur è in grado di fornire tutti i fili ad alto limite di snervamento nei vari tipi di confezionamento: in particolare bobine da 15 o 16 kg, bobine da 5 kg e fusti. Il nostro ufficio tecnico è a vostra completa disposizione per ogni ulteriore delucidazione ed informazione. TRAFILERIE DI CITTADELLA S.p.A. FILEUR Via Mazzini, 69 - 35013 Cittadella (PD) Tel. 049 9401593 - Fax 049 9401594 e-mail: [email protected] www.fileur.com SIAD si conferma protagonista alla Fiera LAMIERA 2008 Attiva dal 1927 ed al servizio di oltre 12.000 clienti per la lavorazione dei metalli e 350 utenti per il taglio laser ad alta potenza, SIAD, acronimo di Società Italiana Acetilene e Derivati, azienda leader nella produzione e commercializzazione dell'intera gamma di gas industriali, ha partecipato all'edizione 2008 della Fiera Lamiera in qualità di espositore e di fornitore accreditato. Lamiera è la manifestazione dedicata ai produttori di macchine per deforma- zione che, come già nelle passate edizioni, ha ottenuto un ottimo successo sia per l'affluenza di pubblico sia per l'elevato livello degli espositori presenti. Presso lo stand SIAD sono state presentate le linee di prodotto Stargas, LaserStar e Starflame, gas ad elevata purezza, garantiti da accurati controlli qualitativi ed avanzate tecnologie produttive, sviluppati in collaborazione con i principali operatori del settore, per rispondere alla continua evoluzione del mercato. Le principali applicazioni comprendono numerose tipologie di saldatura (MIGMAG; TIG; al plasma; laser) e di taglio (laser od ossicombustibile). Inoltre è stato presentato Flexigas, il nuovo servizio SIAD pensato per garantire agli utilizzatori di gas la giusta quantità di prodotto, misurata sui consumi richiesti dalle diverse esigenze applicative. L'innovativo servizio nasce infatti con l'intento di abbinare all'elevata qualità dei gas SIAD, da sempre apprezzata nel mondo del taglio e della saldatura, così come negli altri settori applicativi, anche la flessibilità nella scelta delle modalità di fornitura più idonee alle specifiche necessità produttive. I punti di forza di Flexigas, che si traducono in vantaggi concreti ed immediati per i clienti, possono essere riassunti in conformità alle richieste tecniche, sicu- rezza, semplicità e praticità d'uso e, soprattutto, flessibilità. Nel corso della Fiera Lamiera tutti gli espositori hanno utilizzato, per le proprie dimostrazioni, i gas tecnici forniti da SIAD, testando personalmente gli elevanti standard qualitativi e tecnologici che contraddistinguono l’offerta SIAD. Per consentire agli operatori di selezionare, in maniera semplice ed automatica, il gas o la miscela più indicati per la saldatura ed il taglio, SIAD ha realizzato il nuovo sito internet www.metalfabrication.it : collegandosi al link Siad search, presente in home page, è possibile determinare con esattezza i parametri del processo (es. il tipo di metallo da lavorare) e, di conseguenza, il gas o la miscela di gas prescelti. All’interno del sito sono inoltre raccolte tutte le informazioni relative alle diverse tipologie di gas disponibili, ai settori applicativi (cantieri navali, automotive, carpenteria, costruzioni, ecc.) ed ai servizi che SIAD riserva ai propri clienti. SIAD S.p.A. Via San Bernardino, 92 - 24126 Bergamo Tel. 035 328111 - Fax 035 328318 e-mail: [email protected] www.siad.com Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2008 437 Dalle Aziende Con 4 nuovi modelli SAF-FRO completa la gamma di impianti taglio plasma ad aria compressa per applicazioni manuali La gamma, già composta da Saxojet e Prestojet 1, due inverter per il taglio plasma manuale monofase, di cui il primo con compressore integrato, viene ora completata da altri 4 nuovi impianti, due a tecnologia inverter e due a trasformatore. 2 modelli portatili a tecnologia inverter PRESTOJET 2: alimentazione trifase da 230 V a 400 V con funzione autolink per il riconoscimento della tensione di rete. Display digitale dei parametri di taglio. Taglio di qualità: fino a 20 mm, con rapporto d’intermittenza elevato. Differenti tipi di lavorazione: taglio tradizionale, taglio di griglie, scriccatura plasma. In opzione: una scheda «automatica» per connettere l’installazione ad una macchina da taglio automatica. Applicazioni: cantieristica e officine in genere. PRESTOJET 4: alimentazione trifase 400 V. Display digitale per la visualizzazione dei parametri di taglio e messaggi d’errore. Taglio di qualità: fino a 40 mm con rapporto d’intermittenza elevato. Differenti tipologie di lavorazione: taglio tradizionale, taglio di griglie, scriccatura plasma. In opzione una scheda “automatica” per connettere l’installazione ad una macchina da taglio automatica. Applicazioni: lavorazioni intensive in cantiere o in officina. 2 modelli con tecnologia a trasformatore PLASMAJET 2 e 4: alimentazione trifase multitensione. Taglio di qualità rispettivamente di 20 mm e 40 mm con rapporto d’intermittenza molto elevato adatto per le lavorazioni intensive. Commutatore a 3 e 4 posizioni per la selezione ottimale della potenza necessaria per un dato spessore da tagliare. Differenti tipi di lavorazioni: taglio a contatto o a distanza. Applicazioni intensive in officina. Questi nuovi impianti sono molto performanti per la velocità di taglio e assicurano un alto livello di produttività qualsiasi sia il materiale da tagliare. Tutte le installazioni sono equipaggiate con torce senza HF che assicurano, grazie alla tecnologia blowback, un innesco perfetto senza disturbi elettromagnetici che potrebbero causare problemi alle attrezzature circostanti. Con i pezzi di ricambio brevettati e dal design originale, le torce permettono un ottimo taglio a distanza e a contatto. Le nuove torce inoltre permettono di ottenere tagli più precisi con incisioni più sottili e di ridurre i fumi, gli spruzzi e le emissioni luminose. La scriccatura al plasma si effettua semplicemente cambiando le varie parti di usura della torcia: l’elettrodo, le cuffie di protezione esterna, la boccola e aggiungendo un pattino specifico. La concezione della torcia con un pulsante a doppia azione e i pezzi di ricambio brevettati assicurano un alto livello di sicurezza dell’operatore. Il display digitale (disponibile nei modelli inverter) permette una regolazione più precisa e più affidabile dei parametri di taglio (corrente/pressione aria) e la visualizzazione dei parametri della macchina (temperatura, tensione e intensità di alimentazione primaria.......) assicurando un ottimo controllo del processo di taglio. Accessori disponibili: compasso e carrello completano l’offerta al fine di offrire la massima flessibilità per l’operatore. SAF-FRO - Air Liquide Welding Italy Via Torricelli, 15/A - 37135 Verona Tel. 045 8291557 - Fax 045 8291634 e-mail: [email protected] www.saf-fro.it 438 Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2008 Compositi Expo, a Modena la prima edizione Modena Esposizioni è lieta di presentare la prima edizione del Salone COMPOSITI EXPO - Mostra Convegno dei materiali compositi, delle tecnologie, delle applicazioni per il settore automotive e dei differenti mezzi di trasporto - che si svolgerà a ModenaFiere nei giorni 16- 17 Ottobre 2008. La sua prima edizione si presenterà come primo evento espositivo e congressuale interamente dedicato ai trasporti, in concomitanza con la prima edizione del Salone MOTORSPORT EXPOTECH e per questa ragione sarà dedicato solo all’impiego dei materiali compositi in questo settore. Modena vanta un distretto industriale di eccellenza per le applicazioni dei materiali tecnologici, con particolare attenzione all’innovazione e alla ricerca. Grazie al costante impegno economico e umano profuso nello studio di nuove tecnologie e nell’impiego dei materiali compositi, oggi è possibile adottare straordinarie soluzioni meccaniche, chimiche e fisiche, spesso scarsamente conosciute. ModenaFiere, cogliendo l’esigenza di creare per la prima volta in Italia un evento estremamente verticale e qualificato che favorisca momenti di incontro e confronto sulle tecnologie di produzione, trasformazione e finitura nell’universo dei materiali compositi, presenta: Compositi Expo. MODENA ESPOSIZIONI S.r.l. Segreteria Organizzativa COMPOSITI EXPO Viale Virgilio, 58/b - 41100 Modena Tel. 059 848380 - Fax 059 848790 e-mail: [email protected] www.compositiexpo.it cura soluzioni mercato evoluzione Dal 1920 ci prendiamo di formulare complete per un METAL FABRICATION Gas, tecnologie e servizi per il taglio e la saldatura dei metalli RIVOIRA CUSTOMER CARE Via Cardinal Massaia, 75/L 10147 Torino Tel 199.133.133. Fax 800.849.428 [email protected] www.rivoiragas.it in continua www.compotec.it COMPO+ TEC CarraraFiere, Marina di Carrara - Italy 29/30/31 OTTOBRE OCTOBER 2008 RASSEGNA DELLA PRODUZIONE IN MATERIALE COMPOSITO E TECNOLOGIE CORRELATE EXHIBITION FOR COMPOSITE TECHNOLOGIES, PRODUCTION AND PROCESSING ORGANIZZATO DA/ORGANIZED BY: Business on the Move In partnership con/ In partnership with: In collaborazione con/ In co-operation with: Sponsor unico bancario/ Sole sponsoring bank: REGIONE TOSCANA Ministero dello Sviluppo Economico PROVINCIA DI MASSA CARRARA GRUPPO BANCA CARIGE PR O M OZ I ON E PR O M OZ I ON E Cassa di Risparmio di Carrara S.p.A. Tariffe Pubblicitarie 2008 TIPO DI INSERZIONE - Pagina a colori: - Pagina B + N: - 1/2 pagina B + N: - 1/4 pagina B + N: - Ogni colore in più: - Copertina: - 2a di Copertina: - 3a di Copertina: - 4a di Copertina: - Risguardo 2a e 3a Cop.: - Risguardo al Sommario: - Inserto cucito o volante: - Inserto di diverso formato: - Inserto di diverso peso: - Posizione destra o fissa: - ABBONAMENTO: - ABB.TO ESTERO: - COPIA SINGOLA: - COPIA SING. ESTERO: Euro 1100,00 700,00 450,00 350,00 220,00 2500,00 1400,00 1400,00 1900,00 1150,00 1150,00 1400,00 1500,00 1500,00 + 20% 90,00 155,00 20,00 30,00 * Gli inserti (formato A4, già stampati fronte / retro) dovranno essere forniti alla Redazione in 3500 copie ad uscita; * Per gli inserti di più pagine il prezzo sarà concordato caso per caso; * Sulle tariffe indicate si applica lo sconto del 10% per le Società associate all’Istituto Italiano della Saldatura; * Sono previsti sconti per quantità (minimo 12 pagine annuali). Per informazioni e prenotazioni: Franco Ricciardi / Silvia Terrarossa Tel. 010 8341.389/392 - fax 010 8341.399 - E-mail: [email protected] Notiziario Letteratura Tecnica Fatigue crack propagation in metals and alloys: microstructural aspects and modelling concepts UKrupp U., Weinheim (Germania) 2007, 245x175 mm, 289 pagine, ISBN13: 978-3-527-31537-6, € 89,00 Questo volume presenta una rassegna completa sul comportamento a fatica e sulla meccanica della frattura elastica ed elasto-plastica dei materiali metallici, sia da un punto di vista teorico che alla luce delle più recenti tecniche sperimentali. Esso fornisce una sintesi sulle complesse interazioni tra le proprietà microstrutturali e le cause che danno origine alla formazione di cricche, classificando le diverse tipologie in relazione ai fenomeni di infragilimento, con un particolare riferimento alla formazione di microcricche. Inoltre introduce nuovi concetti sulla costruzione di modelli matematici per il calcolo e per la verifica dell’innesco e della propagazione delle microcricche di fatica e per la messa a punto di modelli per la previsione della durata della vita a fatica. In dettaglio i sette capitoli comprendono: i concetti fondamentali del comportamento a fatica e della meccanica della frattura applicata alla progettazione; le applicazioni sperimentali per l’analisi della propagazione delle cricche; l’applicazione della metallurgia fisica per lo studio del comportamento alle deformazioni dei metalli e delle leghe; lo studio dell’innesco di microcricche; gli aspetti metallurgici della propagazione delle cricche; la costruzione di modelli per la propagazione delle cricche in relazione alle proprietà microstrutturali. Wiley-VCH Verlag GmbH & Co. KGaA, P.O. Box 10 11 61, 69451 Weinheim, Boschstrasse 12, 69469 Weinheim (Germania). Telefax +49 (0) 6201/606-328 http://wiley-vch.de Codici e Norme Norme nazionali Italia UNI EN 286-1 - Recipienti semplici a pressione, non esposti alla fiamma, destinati a contenere aria o azoto - Parte 1: Recipienti per uso generale (2008). UNI EN 473 - Prove non distruttive Qualificazione e certificazione del personale addetto alle prove non distruttive - Principi generali (2008). UNI EN 10028-1 - Prodotti piani di acciai per recipienti a pressione - Parte 1: Requisiti generali (2008). UNI EN 10028-7 - Prodotti piani di acciai per recipienti a pressione - Parte 7: Acciai inossidabili (2008). UNI EN 10273 - Barre laminate a caldo di acciaio saldabile per impieghi a pressione con caratteristiche specificate a temperature elevate (2008). UNI 11266 - Saldatura delle materie plastiche - Saldatura di componenti in polipropilene per il trasporto di fluidi in pressione - Saldatura per elettrofusione (2008). UNI EN ISO 11611 - Indumenti di protezione utilizzati per la saldatura e i procedimenti connessi (2008). USA API RP 12R1 - Recommended practice for setting, maintenance, inspection, operation, and repair of tanks in production service (2008). API STD 653 - Tank inspection, repair, alteration, and reconstruction (2008). API RP 934-A - Materials and fabrication of 2 1/4 Cr - 1 Mo, 2 1/4 Cr - 1 Mo 1/4 V, 3 Cr - 1 Mo, and 3 Cr - 1 Mo 1/4 V steel heavy wall pressure vessels for high-temperature, high-pressure hydrogen service (2008). Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2008 443 Notiziario API RP 934-C - Materials and fabrication of 1 1/4 Cr - 1/2 Mo steel heavy wall pressure vessels for high-pressure hydrogen service operating at or below 825 degrees F (441 degrees C) (2008). ASTM A 213/A 213M - Standard specification for seamless ferritic and austenitic alloy-steel boiler, superheater, and heat-exchanger tubes (2008). ASTM A 249/A 249M - Standard specification for welded austenitic steel boiler, superheater, heat-exchanger, and condenser tubes (2008). ASTM A 269 - Standard specification for seamless and welded austenitic stainless steel tubing for general service (2008). ASTM A 312/A 312M - Standard specification for seamless, welded, and heavily cold worked austenitic stainless steel pipes (2008). ASTM A 358/A 358M - Standard specification for electric-fusion-welded austenitic chromium-nickel stainless steel pipe for high-temperature service and general applications (2008). ASTM A 409/A 409M - Standard specification for welded large diameter austenitic steel pipe for corrosive or high-temperature service (2008). ASTM A 790/A 790M - Standard specification for seamless and welded ferritic/austenitic stainless steel pipe (2008). ASTM A 814/A 814M - Standard specification for cold-worked welded austenitic stainless steel pipe (2008). ASTM A 928/A 928M - Standard specification for ferritic/austenitic (duplex) stainless steel pipe electric fusion welded with addition of filler metal (2008). AWS A5.01M/A5.01 - Procurement guidelines for consumables - welding and allied processes - flux and gas shielded electrical welding processes (2008). AWS B2.3/B2.3M - Specification for soldering procedure and performance qualification (2008). AWS C7.4/C7.4M - Process specification and operator qualification for laser beam welding (2008). 444 Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2008 Norme europee EN EN ISO 636 - Welding consumables Rods, wires and deposits for tungsten inert gas welding of non-alloy and finegrain steels - Classification (2008). EN ISO 3580 - Welding consumables Covered electrodes for manual metal arc welding of creep-resisting steels - Classification (2008). EN ISO 7539-8 - Corrosion of metals and alloys - Stress corrosion testing Part 8: Preparation and use of specimens to evaluate weldments (2008). EN ISO 7539-9 - Corrosion of metals and alloys - Stress corrosion testing Part 9: Preparation and use of precracked specimens for tests under rising load or rising displacement (2008). EN 10216-5:2004/AC - Seamless steel tubes for pressure purposes - Technical delivery conditions - Part 5: Stainless steel tubes (2008). EN ISO 11303 - Corrosion of metals and alloys - Guidelines for selection of protection methods against atmospheric corrosion (2008). EN ISO 11463 - Corrosion of metals and alloys - Evaluation of pitting corrosion (2008). EN ISO 11782-1 - Corrosion of metals and alloys - Corrosion fatigue testing Part 1: Cycles to failure testing (2008). EN ISO 11782-2 - Corrosion of metals and alloys - Corrosion fatigue testing Part 2: Crack propagation testing using precracked specimens (2008). EN ISO 11844-1 - Corrosion of metals and alloys - Classification of low corrosivity of indoor atmospheres - Part 1: Determination and estimation of indoor corrosivity (2008). EN ISO 11844-2 - Corrosion of metals and alloys - Classification of low corrosivity of indoor atmospheres - Part 2: Determination of corrosion attack in indoor atmospheres (2008). EN ISO 11844-3 - Corrosion of metals and alloys - Classification of low corrosivity of indoor atmospheres - Part 3: Measurement of environmental parameters affecting indoor corrosivity (2008). EN ISO 11846 - Corrosion of metals and alloys - Determination of resistance to intergranular corrosion of solution heat-treatable aluminium alloys (2008). EN ISO 13918 - Welding - Studs and ceramic ferrules for arc stud welding (2008). EN ISO 14341 - Welding consumables Wire electrodes and deposits for gas shielded metal arc welding of non alloy and fine grain steels - Classification (2008). EN ISO 15012-2 - Health and safety in welding and allied processes - Requirements, testing and marking of equipment for air filtration - Part 2: Determination of the minimum air volume flow rate of captor hoods and nozzles (2008). EN ISO 15324 - Corrosion of metals and alloys - Evaluation of stress corrosion cracking by the drop evaporation test (2008). EN ISO 15329 - Corrosion of metals and alloys - Anodic test for evaluation of intergranular corrosion susceptibility of heat-treatable aluminium alloys (2008). EN ISO 15792-1 - Welding consumables - Test methods - Part 1: Test methods for all-weld metal test specimens in steel, nickel and nickel alloys (2008). EN ISO 15792-2 - Welding consumables - Test methods - Part 2: Preparation of single-run and two-run technique test specimens in steel (2008). EN ISO 15792-3 - Welding consumables - Test methods - Part 3: Classification testing of positional capacity and root penetration of welding consumables in a fillet weld (2008). EN ISO 16151 - Corrosion of metals and alloys - Accelerated cyclic tests with exposure to acidified salt spray, “dry” and “wet” conditions (2008). EN ISO 16701 - Corrosion of metals and alloys - Corrosion in artificial atmosphere - Accelerated corrosion test involving exposure under controlled conditions of humidity cycling and intermittent spraying of a salt solution (2008). Notiziario EN ISO 17632 - Welding consumables Tubular cored electrodes for gas shielded and non-gas shielded metal arc welding of non-alloy and fine grain steels - Classification (2008). EN ISO 17864 - Corrosion of metals and alloys - Determination of the critical pitting temperature under potientiostatic control (2008). ISO 5950 - Continuous electrolytic tincoated cold-reduced carbon steel sheet of commercial and drawing qualities (2008). Norme internazionali ISO ISO 4706-1 - Gas cylinders - Refillable welded steel cylinders - Part 1: Test pressure 60 bar and below (2008). ISO 14744-1 - Welding - Acceptance inspection of electron beam welding machines - Part 1: Principles and acceptance conditions (2008). ISO 5002 - Hot-rolled and cold-reduced electrolytic zinc-coated carbon steel sheet of commercial and drawing qualities (2008). Corsi IIS Luogo Genova Data 15-16/7/2008 Titolo Sicurezza e prevenzione degli infortuni in saldatura - Corso avanzato per responsabili della sicurezza Ore 16 Genova 19-20/7/2008 Corso sull’applicazione dei sistemi di gestione del processo speciale saldatura EN ISO 3834 16 Messina 28-31/7/2008 Corso teorico-pratico di saldatura di tubi e/o raccordi di PE per il convogliamento di gas, acqua ed altri fluidi (UNI 9737) -- Genova 8-11/9/2008 Corso teorico-pratico di saldatura di tubi e/o raccordi di PE per il convogliamento di gas, acqua ed altri fluidi (UNI 9737) -- Genova 8-12/9/2008 Corso per International Welding Specialist - Parte I Genova 8-12/9/2008 Corso per International Welding Practitioner - Parte I Genova 8-12/9/2008 6-10/10/2008 10-12/11/2008 Corso modulare per la qualificazione ad International Welding Inspector - Comprehensive - Ispezione di giunti saldati Genova 15-16/9/2008 Corso teorico-pratico di incollaggio di tubi e/o raccordi di PVCC, PVC-U o di ABS per la qualificazione UNI 11242 16 Genova 15-17/9/2008 Corso sull’applicazione dei sistemi di gestione per la qualità in saldatura ISO 9001 24 Mogliano Veneto (TV) 15-18/9/2008 Corso teorico-pratico di saldatura di tubi e/o raccordi di PE per il convogliamento di gas, acqua ed altri fluidi (UNI 9737) -- Genova 15-19/9/2008 Corso per International Welding Technologist - Parte III - Progettazione e calcolo 34 Genova 15-19/9/2008 15-16/12/2008 Corso per International Welding Engineer - Parte III - Progettazione e calcolo 58 Genova 18-19 e 24-26/9/2008 Corso teorico-pratico per operatori sull’incollaggio (European Adhesive Bonder) 40 Organizzatore Istituto Italiano della Saldatura - Divisione FOR Lungobisagno Istria, 15 - 16141 Genova Tel. 010 8341371 - Fax 010 8367780 - [email protected] 36 26 97 Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2008 445 Notiziario Corsi IIS (segue) Luogo Data Titolo Ore Legnano (MI) 22-25/9/2008 Corso teorico-pratico di saldatura di tubi e/o raccordi di PE per il convogliamento di gas, acqua ed altri fluidi (UNI 9737) -- Messina 22-25/9/2008 Corso teorico-pratico di saldatura di tubi e/o raccordi di PE per il convogliamento di gas, acqua ed altri fluidi (UNI 9737) -- Mogliano Veneto (TV) 22-26/9/2008 Corso per International Welding Technologist - Parte III - Metallurgia e saldabilità 43 Legnano (MI) 22-26/9/2008 Corso celere in saldatura 32 Genova Mogliano Veneto (TV) Genova 22-26/9/2008 Corso di ricertificazione per Istruttore / Esaminatore (CAT. 1) in accordo alla Specifica ESA PSS-01-748 32 22-26/9 e 29/9-1/10/2008 Corso per International Welding Engineer - Parte III - Metallurgia e saldabilità 72 23-24/9/2008 Corso sull’applicazione dei sistemi di gestione ambientale ISO 14001 16 Corsi di qualificazione per personale addetto alle PND di livello 1, 2 e 3 Esame visivo (VT) Legnano (MI) 9-10/9/2008 Modulo di Base per livello 2 UNI EN 473/ISO 9712 16 Legnano (MI) 11/9/2008 Modulo di Metodo per livello 2 UNI EN 473/ISO 9712 8 Legnano (MI) 18-19/9/2008 Modulo Specifico saldatura per livello 2 UNI EN 473/ISO 9712 12 Mogliano Veneto (TV) 23-24/9/2008 Modulo di Base per livello 2 UNI EN 473/ISO 9712 16 Mogliano Veneto (TV) 25/9/2008 Modulo di Metodo per livello 2 UNI EN 473/ISO 9712 8 Esame radiografico (RT) Legnano (MI) 9-10/9/2008 Modulo di Base per livello 2 UNI EN 473/ISO 9712 16 Mogliano Veneto (TV) 23-24/9/2008 Modulo di Base per livello 2 UNI EN 473/ISO 9712 16 Esame ultrasonoro (UT) Legnano (MI) 9-10/9/2008 Modulo di Base per livello 2 UNI EN 473/ISO 9712 16 Mogliano Veneto (TV) 23-24/9/2008 Modulo di Base per livello 2 UNI EN 473/ISO 9712 16 Esame con particelle magnetiche (MT) Legnano (MI) 9-10/9/2008 Modulo di Base per livello 2 UNI EN 473/ISO 9712 16 Legnano (MI) 16-17/9/2008 Modulo di Metodo per livello 2 UNI EN 473/ISO 9712 16 Mogliano Veneto (TV) 23-24/9/2008 Modulo di Base per livello 2 UNI EN 473/ISO 9712 16 Esame con liquidi penetranti (PT) Legnano (MI) 9-10/9/2008 Modulo di Base per livello 2 UNI EN 473/ISO 9712 16 Mogliano Veneto (TV) 23-24/9/2008 Modulo di Base per livello 2 UNI EN 473/ISO 9712 16 446 Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2008 Organizzatore Notiziario Corsi di altre Società Luogo Data Titolo Organizzatore Roma 16/7/2008 Validazione dei metodi di prova e delle procedure di taratura ANGQ (Roma) Tel. 06 5915028; fax 5914834 [email protected] Roma 17/7/2008 Calcolo dell’incertezza di misura nelle prove chimiche ANGQ (Roma) Tel. 06 5915028; fax 5914834 [email protected] Napoli 4-5/9/2008 Misure meccaniche e termiche: strumentazione, tecniche e metodologie AICQ-M (Napoli) Tel. 081 2396503; fax 081 6174615 [email protected] Milano 8-10/9/2008 Corso di formazione per valutatori interni del sistema di gestione per la qualità (in accordo con la norma ISO 19011) AICQ Centro Nord c/o TQM s.r.l. (Milano) Tel. 02 67382158; fax 02 67382177 [email protected] Napoli 12/9/2008 L’analisi ambientale iniziale AICQ-M (Napoli) Tel. 081 2396503; fax 081 6174615 [email protected] Bologna Torino 15-16/9/2008 25-26/9/2008 Le ISO 9000:2000: come gestire i processi, la documentazione e le performance aziendali CERMET - Servizio Formazione (Bologna) Tel. 051 764811; fax 051 764902 [email protected] CERMET - Servizio Formazione (Torino) Tel. 011 2258681; fax 011 2258680 [email protected] Milano 15-19/9/2008 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] Milano 22-24/9/2008 Le ISO 9000:2000. Principi, contenuti ed esercitazioni. (Corso pratico di apprendimento per coloro che si accostano per la prima volta alle norme UNI EN ISO 9000:2000) AICQ Centro Nord c/o TQM s.r.l. (Milano) Tel. 02 67382158; fax 02 67382177 [email protected] Roma 22-24/9/2008 Il Responsabile Qualità: elementi normativi e le competenze tecniche per un’efficace applicazione delle ISO 9000:2000 alla propria realtà aziendale CERMET - Servizio Formazione (Roma) Tel. 06 7626001; fax 06 76968124 [email protected] Milano 22/9-3/10/2008 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] Mostre e Convegni Luogo Data Titolo Organizzatore Edimburgo (Scozia) 15-18/7/2008 CM 2008 and MFPT 2008 - The Fifth International Conference on Condition Monitoring and Machinery Failure Prevention Technologies The British Institute of Non-Destructive Testing (Northampton - UK) Tel. +44 1604 630124; fax: +44 1604 231489 [email protected] Winnipeg (Canada) 24-27/8/2008 COM 2008: 47th Conference of Metallurgists AIST - Association for Iron & Steel Technology (Warrendale, PA - USA) Tel. +1 724 7766040; fax +1 724 7761880 [email protected] Chicago (USA) 7-12/9/2008 19° International Forging Congress - Congresso Internazionale sulla forgiatura Forging Industry Association (Cleveland, OH - USA) Tel. +1 216 7816260; fax +1 216 7810102 [email protected] Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2008 447 Notiziario Mostre e Convegni (segue) Luogo Data Titolo Organizzatore Joinville (Brasile) 9-12/9/2008 Metalurgia 2008 - International Trade Show of Technologies for foundry Industries Messe Brasil (Joinville - BR) Tel. + 55 47 34513000; fax + 55 47 34513001 [email protected] Stuttgart (Germania) 9-13/9/2008 AMB 2008 - International exhibition for metal working Landesmesse Stuttgart GmbH (Stuttgart - D) Tel. +49 711 25890; fax +49 711 2589440 [email protected] Roma 10-13/9/2008 AIAS 2008 - XXXVII Convegno Nazionale dell'Associazione Italiana per l'Analisi delle Sollecitazioni Segreteria AIAS - Janet Lisa Dubbini Tel. 339 6644774; fax 071 2204813 [email protected] Nuova Delhi (India) 13-15/9/2008 Schweissen & Schneiden 2008 Messe Essen GmbH (Essen - D) Tel. + 49 201 72440; fax + 49 201 7244248 [email protected] Salt Lake City (Utah - USA) 14-18/9/2008 Corrosion Technology Week 2008 NACE International (Houston, Texas - USA) Tel. +1 281 2286223; fax +1 281 2286300 [email protected] Chicago (USA) 14-19/9/2008 IABSE Annual Meetings and Congress “Creating and Renewing Urban Structures - Tall Buildings, Bridges and Infrastructure IABSE Chicago 2008 c/o WJE (Northbrook, Illinois - USA) Tel. +1 847 2727400; fax +1 847 2914813 [email protected] Cheshire (Inghilterra) 16-18/9/2008 NDT 2008 - 47th Annual British Conference on Non-Destructive Testing The British Institute of Non-Destructive Testing (Northampton - UK) Tel. +44 1604 630124; fax: +44 1604 231489 [email protected] Vienna (Austria) 18-19/9/2008 International Foundry Forum 2008 The European Foundry Association (Düsseldorf - D) Tel.: + 49 211 6871217; fax + 49 211 6871205 [email protected] Bruxelles (Belgio) 21-23/9/2008 11th World Stainless Steel Conference CRU Events (London - UK) Tel. + 44 20 79032402; fax + 44 20 79032432 [email protected] Chongqing (Cina) 21-24/9/2008 13th World Aluminium Conference CRU Events (London - UK) Tel. + 44 20 79032167; fax + 44 20 79032432 [email protected] Essen (Germania) 23-25/9/2008 Aluminium 2008 Reed Exhibitions Deutschland GmbH (Düsseldorf - D) Tel. +49 211 90191202; fax +49 211 90191123 [email protected] Kielce (Polonia) 24-26/9/2008 NonFerMet - 7th International Fair of Aluminium & Technology, Materials and Non-Ferrous Metal Kielce Trade Fairs (Kielce - PL) Tel. +48 41 3651220; fax +48 41 3651312 [email protected] "Welding in the World" Official bimonthly publication of the International Institute of Welding (IIW) Subscription price for 2008 : 446,00 € The Order form can be downloaded by the official site of the International Institute of Welding : www.iiw-iis.org 448 Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2008 Ricerche Bibliografiche Dati IIS-Data I fumi in saldatura (2007-2008) Laser scattering for particulate fume measurement di LUCAS O. et al. «Weld. Join», Marzo-Aprile 2007, pp. 115-119. Condizioni di lavoro; controllo dei fumi; fumi; laser; materiali tossici; misura; saldatura ad arco; saldatura con filo fusibile in gas protettivo; saldatura in gas protettivo; salute del lavoro; salute e sicurezza; varianti dei procedimenti. Soldadura: mejora de las condiciones medioambientales de trabajo mediante le utilizacion de nuevos consumibles di LEDUEY B. et al. «Sold. Tec.», N. 103/2007, pp. 14-21. Acciai inossidabili; acciai inossidabili austenitici; cromo; fili animati; fumi; gas di protezione; saldatura con filo animato; saldatura con filo fusibile in gas protettivo; salute e sicurezza; scelta. Aspetti riguardanti la salute relativi agli agenti chimici (fumi) di PARODI G.C. «Riv. Sald.», Marzo-Aprile 2007, pp. 223-228. Fumi; materiali tossici; salute dei saldatori; salute del lavoro; salute e sicurezza; sicurezza. Energy saving tips for ducted weld fume systems di RAVERT E. «Wdg. J», Luglio 2007, pp. 30-31. Fumi; impianti di ventilazione; saldatura; salute e sicurezza; ventilazione. Computational fluid dynamics analysis of on-torch welding fume extraction di GODBOLE A. et al. «Austr. Wdg. J.», Aprile-Giugno 2007, pp. 35-41. Fumi; impianti di ventilazione; saldatura con filo fusibile in gas protettivo; salute e sicurezza; simulazione; torce; ventilazione. Analyse de fumées de soudage par pyrolyse: une économie de temps et de coûts di LEGROS P. et al. «Soud. Tecn. Con.», Luglio-Agosto 2007, pp. 27-29. Costi; economia; fumi; laboratori; saldatura a resistenza; saldatura ad arco; salute e sicurezza; strumenti di misura; strutture a più strati; temperatura. Low fume types of welding materials improve the welding environment di YAMANE K. «Weld. Int.», Maggio 2007, pp. 337-346. Composizione chimica; condizioni di processo; elettrodi rivestiti; fattori di influenza; fili animati; fili pieni; fumi; gas di protezione; impianti di ventilazione; materiali di consumo; norme; parametri di processo; saldatura ad arco; saldatura ad arco sommerso; saldatura con filo animato; saldatura con filo fusibile in gas protettivo; saldatura in CO2; saldatura in gas protettivo; saldatura manuale con elettrodi rivestiti; salute e sicurezza. UNI EN ISO 15011-4 - Salute e sicurezza nella saldatura e nelle tecniche affini. Metodo di laboratorio per il campionamento di fumi e gas. Parte 4: Schede di raccolta dati sui fumi. Campionatura; classificazione; composizione chimica; elettrodi rivestiti; fili animati; fili pieni; fogli tecnici; fumi; gas; laboratori; materiali d'apporto; saldatura in gas protettivo; saldatura manuale con elettrodi rivestiti; salute e sicurezza. Effects of morphology and granularity distribution of ferrite powder on fume formation rate of flux cored wire di JIANG J.M. et al. «Weld. Join.», Settembre-Ottobre 2007, pp. 386-389. Acciai dolci a basso carbonio; composizione chimica; ferrite; fumi; polvere; saldatura con filo animato; salute dei saldatori; salute e sicurezza. Characterization of welding fume from smaw electrodes Part 1 di SOWARDS J.W. et al. «Wdg. J.», Aprile 2008, pp. 106s-112s. Acciai dolci a basso carbonio; acciai inossidabili; analisi chimica; apporto termico specifico; condizioni di processo; elettrodi cellulosici; elettrodi rivestiti; fumi; raggi X; saldatura manuale con elettrodi rivestiti; salute dei saldatori; salute e sicurezza. Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2008 451 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. 452 Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2008 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 PIACENZA 14 NOVEMBRE 2008 Un evento organizzato da: PubliTec - Milano In collaborazione con: PIACENZA EXPO PubliTec - Tel. +39 02 535781 - Fax +39 02 56814579 - [email protected] Piacenza Expo - Tel. +39 0523 602711 - Fax +39 0523 602702 - [email protected] w w w. e x p o l a s e r. i t EDITORIA PER LA MECCANICA Per pubblicare un redazionale gratuito o una pubblicità, dedicata alla tua azienda o ai tuoi prodotti, inviaci un fax allo 051 606 11 11 con la tua richiesta e i tuoi dati. Un nostro consulente ti contatterà. 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 306 321-322+371-372 --349 307 350 316 317 308 -357 --384-385 386 305 -312 454 450 410 4a cop 348 -430 272 ---320 -440 453 --449 --426 -400 358 --422 -370 --402 309 -421 --314+431 315 432 369 441 318 -311 -----439 -418 3a cop -442 --425 2a cop -310+417 323 --313 319 -409 3 M ITALIA AEC TECHNOLOGY AIPND ANASTA ANCCP ASG Superconductors ASPIRMIG ASSOMOTORACING BÖHLER WELDING GROUP ITALIA CAPILLA CARPANETO - SATI CEA CEBORA COFILI CGM TECHNOLOGY COM-MEDIA COMMERSALD DRAHTZUG STEIN DVC - DELVIGO COMMERCIALE EDIBIT EDIMET ETC OERLIKON ESAB SALDATURA ESARC EVEREST VIT FEI Forum Energetico Internazionale FIERA ACCADUEO FIERA ALUMOTIVE FIERA BIAS FIERA BIMEC FIERA BI-MU FIERA BIMU-MED FIERA COMPOTEC FIERA EXPOLASER FIERA LAMIERA FIERA MAQUITEC FIERA MCM FIERA MECFORPACK FIERA METEF FIERA MOTORSPORT EXPOTECH FIERA SAMUMETAL FIERA SEATEC FIERA SICURTECH FIERA SUBFORNITURA FIERA TECHFLUID FIERA VENMEC FRONIUS G.B.C. INDUSTRIAL TOOLS G.E.INSPECTION TECHNOLOGIES G. FISCHER GILARDONI HYPERTHERM Europe B.V. IGUS INE IPM ITALARGON ITW LANSEC ITALIA LASTEK LINCOLN ELECTRIC ITALIA MEDIAPOINT & COMMUNICATIONS NDT ITALIANA OGET ORBITALUM TOOLS OXYTURBO PARODI SALDATURA RIVISTA BELTEL RIVISTA MECCANICA & AUTOMAZIONE RIVISTA U & C RIVOIRA RTM SACIT SAF - FRO SALTECO SANDVIK ITALIA SELCO SEMAT CARPENTERIA SEMAT ITALIA SIAD SOGES SOL WELDING STUDIOBOOK TEC Eurolab TECNEDIT TECNOELETTRA TELWIN THERMIT ITALIANA 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 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 Friuli, 5 - 20046 BIASSONO (MI) Via Adda, 21 - 20090 OPERA (MI) Via Serio, 16 - 20139 MILANO Via Bottego, 245 - 41010 COGNENTO (MO) Talstraße 2 - 67317 ALTLEININGENl (Germania) Località Cerri - 19020 CEPARANA DI FOLLO (SP) Via Cà dell’Orbo, 60 - 40055 CASTENASO (BO) Via Brescia, 117 - 25018 MONTICHIARI (BS) Via Vo’ di Placca, 56 - 35020 DUE CARRARE (PD) Via Mattei, 24 - 20010 MESERO (MI) Via Cadibona, 15 - 20137 MILANO Via Paracelso, 16 - 20041 AGRATE BRIANZA (MI) 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) 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 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 Fratelli Canepa, 8 - 16010 SERRA RICCO’ (GE) Corso Buenos Aires, 8 - Corte Lambruschini - 16129 GENOVA Via del Lavoro, 28 - 20049 CONCOREZZO (MI) Via Torino, 216 - 10040 LEINI’ (TO) Freibühlstrasse, 19 - 78224 SINGEN (D) Via Serio, 4/6 - 25015 DESENZANO DEL GARDA (BS) Via delle Industrie, 228/A - 17012 ALBISSOLA MARINA (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 Monte Bianco, 30/3 - 20043 ARCORE (MI) Via S. Bernardino, 92 - 24126 BERGAMO Via Rivarolo, 61 - 16161 GENOVA 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) Via della Tecnica, 3 - 36030 VILLAVERLA (VI) Piazzale Santorre di Santarosa, 9 - 20156 MILANO Via Mazzini, 69 - 35013 CITTADELLA (PD)