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
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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
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Numero 3
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La fattoria degli
animali
“L
a fattoria degli animali”, capolavoro di George Orwell pubblicato in Inghilterra nel 1944, ha, come tutti i capolavori, un’estensione che va oltre i limiti
di spazio e tempo che hanno atteso alla
sua elaborazione.
E, pertanto, contesto e personaggi assumono una valenza universale che, liberata degli originali riferimenti politici,
resta tuttora valida.
Più che mai!
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.
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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.
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of cryogenic steels», Document IIS/IIW-844-87, published by The Welding
Institute, U.K., 1987.
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low temperature service (Cryelso® 9Q)», 14 February 2003.
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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.
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Bekkers K.: «Welding nickel alloyed structural steels for low service temperatures», Int. Conf. ADESOL, Madrid, 1992.
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Bekkers K., Berkhout Th., van Nassau L. and Wende U.: «Welding of steels
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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
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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
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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
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TIIO
ON
NA
AL
L IIN
NSST
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TE
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WE
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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
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e vi salderò il mondo
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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,
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Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2008 383
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Una unità di misura per il calcolo
dell’efficienza nel processo di saldatura
a laser: il Dau
G. 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
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Pubblicazioni IIS - Novità 2008
Generalità sui processi di saldatura e
sulla saldatura con arco elettrico
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: “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
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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
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in collaborazione con
Pisa 22-24 Ottobre 2008
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Dalle
Aziende
Nuovi traina-filo portatili ESAB
MobileFeed per saldatura
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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.
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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.
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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.
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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.
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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]
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2008
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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.
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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
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* 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
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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
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PubliTec - Tel. +39 02 535781 - Fax +39 02 56814579 - [email protected]
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Lungobisagno Istria, 15 - 16141 Genova GE
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e-mail: [email protected] Web: www.iis.it
Elenco
degli
Inserzionisti
306
321-322+371-372
--349
307
350
316
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-357
--384-385
386
305
-312
454
450
410
4a cop
348
-430
272
---320
-440
453
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-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
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