Istituto Italiano della Saldatura – Lungobisagno Istria, 15 – 16141 Genova (I) - Tariffa regime libero: “Poste Italiane SpA - Sped. A.P. 70%, DCB Genova” Tassa Pagata - Taxe Perçue ordinario - Contiene IP + Supplemento - Bimestrale Settembre-Ottobre 2011 ISSN:0035-6794
Rivista Italiana della Saldatura - N. 5 * 2011
Organo Ufficiale dell’Istituto Italiano della Saldatura - anno LXIII - N. 5
** 2011
Numero 5
2011
In questo numero:
Applicazione delle prescrizioni in ASME Code Case 2605-1
per la verifica dell’interazione creep – fatica in apparecchi
in pressione realizzati in 2.25Cr-1Mo-V
Effetti ambientali su adesivo metacrilato
Realizzazione di giunti saldati con difetti realistici
Didattica
Introduzione alla saldatura con fascio elettronico
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Editoriale
La chiesetta di
Transacqua
A
i tempi della mia, ahimè, non più
vicina giovinezza si usava, con gli
amici, fare escursioni in montagna. Abitudine onesta e sana, che rinforzava
polmoni e gambe e sosteneva lo spirito
con la vista di panorami belli e spaziosi.
Du r a n te il p e r c orso, i n ge ne re , si
cantava. Ed anche chi non era versato in
questa espressione artistica, si dava
comunque da fare.
Una delle canzoni più gettonate era
“La Ceseta de Transacqua” (La Chiesetta di Transacqua, nelle Dolomiti trentine), anche perché dovendo essere
“presa bassa”, consentiva, camminando,
di non farsi venire subito il fiatone.
Della canzone, molto bella e suggestiva,
ricordo ancora le parole (per la verità
non molte); quelle dell’ultima strofa
sono (in italiano) le seguenti:
“cosa importa se ho le scarpe rotte
se nel fondo del cuore son contento”.
Perfetta ed esaustiva espressione della
preminenza dell’essere sull’avere!
620 Riv. Ital. Saldatura - n. 5 - Settembre / Ottobre 2011
Il contesto della canzone è poetico e
l’espressione ha, pertanto, le sue sacrosante ragioni d’essere.
Qualora volessimo, invece, trasferirci
nella più prosaica realtà quotidiana,
l’espressione medesima, condivisibile in
teoria, appare assai meno apprezzata
nella pratica. Infatti, volendo adottarla
come scelta di vita, essa richiede una
rilevante e permanente dose di coerenza;
ogniqualvolta ci si ritrova con le scarpe
rotte dovendosi ricordare di essere
comunque contenti, senza recriminare
alcunché.
Al contrario qualcuno, meno vocato alla
teoria, potrebbe pensare che si può
essere contenti anche senza avere,
necessariamente, le scarpe rotte.
Comunque sia, a livello individuale
questo approccio, anche se non frequente, è comunque possibile. Molto più
difficile appare invece la sua applicazione a livello sociale.
Soprattutto nel bel Paese.
Dove, anche senza generalizzare troppo,
prosperano criteri di comportamento
condivisi che consistono essenzialmente
nel fare scelte che poco (o nulla) sono
orientate al procurarsi le scarpe nuove,
salvo lamentarsi a gran voce se poi ci si
riduce ad avere le scarpe rotte.
Gli esempi a proposito sono innumerevoli e, limitandosi (guarda caso) ai
settori dell’energia e delle infrastrutture,
anche troppo facili da ricordare: il
nucleare (è pericoloso e costoso), il
ponte di Messina (è invasivo ed inutile),
l’alta velocità (bla, bla, bla), ecc., ecc..
Più o meno noti. A livello nazionale e
locale.
E non pare essere solo un problema di
classe dirigente che, forse, guardandosi
attorno, qualcosa farebbe pure.
Il popolo sovrano, in queste cose, si
trova spesso allineato, per storia e per
genetica, con le posizioni più inerti e
conservative.
Scegliendo sempre di non prendersi l’incomodo (acces s oriato di q u a l c h e
impegno e/o sacrificio) del “fare” e trovando sempre le ragioni del “non fare”,
si perde costantemente terreno nei confronti del mondo che, nel frattempo, va
avanti.
Competitori compresi!
Vivendo spensieratamente, facendo
magari qualche debituccio sovrano ed
affidando ai discendenti la risoluzione
dei principali problemi, si può certamente dare concretezza alla penultima
strofa della canzone (avere le scarpe
rotte). La già citata coerenza richiederebbe, a fronte di una scelta condivisa,
che anche l’ultima strofa fosse soddisfatta (ovvero, essere comunque contenti).
Il che non mi pare onestamente si stia
realizzando.
Forse si sperava che qualche benefattore
avrebbe finito per regalarci comunque
un paio di scarpe nuove. Ma essendo, nel
frattempo, finiti non solo i quattrini per
le scarpe, ma anche le scarpe stesse,
temo non ci resti che far buon viso a
cattiva sorte.
Magari facendoci una bella cantata!
Dott. Ing. Mauro Scasso
Segretario Generale IIS
ANNO LXIII
Settembre-Ottobre 2011
Pubblicazione bimestrale
DIRETTORE RESPONSABILE: Ing. Mauro Scasso
REDATTORE CAPO: Ing. Michele Murgia
REDAZIONE: Sig.ra Deborah Testoni,
P.I. Maura Rodella,
Dott.ssa Isabella Gallo
PUBBLICITÀ: Sig. Franco Ricciardi
Sommario
Articoli
623
631
641
659
Organo Ufficiale
dell’Istituto Italiano della Saldatura
673
Abbonamento annuale 2011:
Italia: .......................................... € 100,00
Estero: ........................................ € 170,00
Un numero separato: ................ € 26,00
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
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web: www.iis.it
Rivista associata
Registrazione al ROC n° 5042 - Tariffa regime libero:
“Poste Italiane SpA - Spedizione in Abbonamento
Postale 70%, DCB Genova” - Fine Stampa Ottobre 2011
Aut. Trib. Genova 341 - 20.4.1955
Progetto grafico: COMEX sas - Milano
Fotocomposizione e stampa: ALGRAPHY S.r.l. - Genova
Tel 010 8366272, Fax 010 8358069 - www.algraphy.it
L’istituto non assume responsabilità per le opinioni espresse
dagli Autori. La riproduzione degli articoli pubblicati è
permessa purché ne sia citata la fonte, ne sia stata concessa
l’autorizzazione da parte della Direzione della Rivista, e sia
trascorso un periodo non inferiore a tre mesi dalla data della
pubblicazione. La collaborazione è aperta a tutti, Soci e
non Soci, in Italia e all’Estero. La Direzione si riserva
l’accettazione dei messaggi pubblicitari. Ai sensi del D.Lgs.
196/2003, i dati personali dei destinatari della
Rivista saranno oggetto di trattamento nel rispetto della
riservatezza, dei diritti della persona e per finalità
strettamente connesse e strumentali all’invio della
pubblicazione e ad eventuali comunicazioni ad esse correlate.
685
695
5
Applicazione delle prescrizioni in ASME Code Case 2605-1 per la verifica
dell’interazione creep – fatica in apparecchi in pressione realizzati in 2.25Cr-1Mo-V
B. ALBORALI GUERRA et al.
Effetti ambientali su adesivo metacrilato – E. LERTORA et al.
Processo di placcatura ad elettroscoria: applicazione e principali problematiche
metallurgiche e di controllo nella fabbricazione di reattori in 2¼Cr-1Mo-¼V
di grosso spessore – M. MANDINA, M. MAGNASCO, G. ZAPPAVIGNA
Il Dau: una unità di misura dell’efficienza di processo nel taglio, saldatura, microforatura e trattamenti termici superficiali a laser – 3ª Parte – Efficienza di Processo
G. DAURELIO
Realizzazione di giunti saldati con difetti realistici – M. CONSONNI et al.
International Institute of Welding (IIW)
Real-time monitoring of weld pool during GTAW using infrared thermography and
analysis of infrared thermal images – M. VASUDEVAN et al.
IIS Didattica
Introduzione alla saldatura con fascio elettronico (Electron Beam Welding)
Rubriche
707
Scienza e Tecnica
Gli acciai austeno-ferritici in impieghi strutturali: una recente esperienza
di valutazione sperimentale della resistenza a fatica dei giunti saldati – M. LANZA
709
IIS News
Resoconto della riunione del Consiglio Generale dell’IIS del 24 Maggio 2011
Resoconto della riunione del Comitato Direttivo dell’IIS del 16 Giugno 2011
711
Incontro con…
ANGELO MORIGGI
717
L’esperto risponde
721
IIW-EWF Notizie
Riconoscimenti internazionali a due Ingegneri dell’IIS Group
723
Leggi e Decreti
L’impresa (in genere) e la sinergia fra l’art. 30 T.U. e il D.Lgs. 231/2001
T. LIMARDO
727
Economia e Finanza
L’identità valoriale come strumento di gestione della strategia – M. BRESSANI
729
Dalle Aziende
735
Notiziario
Letteratura tecnica
Codici e norme
Corsi
Mostre e convegni
745
Ricerche bibliografiche da IIS-Data
Corrosione da H2S
750
Elenco degli Inserzionisti
In copertina
Il Double Elix Bridge, ponte pedonale realizzato in Marina Bay (Singapore)
L'opera, che completa un percorso pedonale di 3.5 km complessivi, ha una lunghezza di 280 m
ed è stata realizzata con 570 t di acciaio austeno- ferritico tipo 2205: la sua struttura saldata
riprende quella a doppia elica tipica del DNA umano.
Corso di Qualificazione ad International Welding Technologist
(IWT) ed International Welding Engineer (IWE)
Genova 2012
L’ISTITUTO ITALIANO DELLA SALDATURA terrà presso la propria Sede di Genova, nel 2012, il
tradizionale Corso di Qualificazione per International Welding Engineer / Technologist, con
struttura modulare, condensando le lezioni nell’arco di una settimana al mese.
La formula ha riscosso nel tempo il gradimento del pubblico, poiché consente di limitare l’impegno mensile
garantendo, al tempo stesso, condizioni ideali all’apprendimento.
Tra gli elementi caratterizzanti la proposta formativa di IIS è da segnalarsi la completezza del materiale
didattico che comprende la collana completa delle dispense, interamente a colori, la raccolta
completa di oltre 300 norme europee relative alla saldatura (ed alle materie ad essa correlate) in
un CD appositamente creato in collaborazione con l’UNI e il calibro IIS di tipo “Bridge cam”, utile
strumento di lavoro per lo svolgimento dell’attività del coordinatore di saldatura.
Requisiti di ingresso
Per chi desideri accedere alla qualificazione ad:
- International / European Welding Technologist, è previsto il possesso di un diploma di scuola
superiore ad indirizzo tecnico (o equivalente), della durata di 5 anni;
- International / European Welding Engineer, laurea o diploma universitario in Ingegneria; in alternativa laurea in altre facoltà scientifiche, abbinata ad una comprovata esperienza di saldatura.
Sono ammessi alle lezioni, in qualità di uditori, anche persone non in possesso dei titoli suddetti.
Calendario delle lezioni e sede di svolgimento
Il Corso prevede quattro materie di tipo teorico (svolte nelle Parti 1 e 3) ed una fase dedicata all’addestramento pratico (Parte 2). Le lezioni saranno svolte a tempo pieno secondo il seguente calendario:
-
Parte 1:
23÷27/01/2012
20÷24/02/2012
19÷23/03/2012
-
Parte 2:
16÷20/04/2012
Parte 3:
• Modulo Avanzato “Tecnologia della Saldatura”
• Modulo Avanzato “Metallurgia e Saldabilità”
• Modulo Avanzato “Progettazione e calcolo”
• Modulo Avanzato “Fabbricazione, aspetti applicativi”
•
I Moduli integrativi per i soli Welding Engineer saranno tenuti infine nelle date:
• Metallurgia,Tecnologia della saldatura
• Progettazione e calcolo, Fabbricazione
-
14÷18/05/2012
11÷15/06/2012
17÷21/09/2012
15÷19/10/2012
12÷16/11/2012
09÷13/07/2012
03÷07/12/2012
Orario delle lezioni
Per offrire un’alternativa alla tradizionale articolazione delle lezioni a coloro che preferiscano concentrare
l’impegno in settimane non consecutive, a tempo pieno, 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.
Iscrizioni
Le iscrizioni dovranno pervenire entro Lunedì 16 Gennaio 2012. Dato il limitato numero di posti, costituirà criterio preferenziale la data di iscrizione.
Il modulo d’iscrizione può essere richiesto direttamente alla Divisione Formazione dell’IIS oppure scaricandolo dal sito www.formazionesaldatura.it.
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:
- 6.450,00 €, per i Welding Technologist
- 8.800,00 €, per i Welding Engineer
da corrispondersi mediante bonifico bancario sul c/c 64500, Cassa Risparmio Alessandria ABI 06075
CAB 01400 CIN G IBAN IT72G0607501400000000064500, intestato all’Istituto Italiano della Saldatura.
Si segnala che questi corsi sono svolti in regime di esenzione IVA (Rif. punto 20, Art. 10 del
DPR 633/1972).
Informazioni
Per ulteriori informazioni è possibile rivolgersi all’Istituto Italiano della Saldatura (Lungobisagno
Istria 15, 16141 Genova, www.formazionesaldatura.it), Divisione Formazione, al numero 010 8341371
(fax 010 8367780), oppure all’indirizzo di posta elettronica [email protected].
Applicazione delle prescrizioni in ASME
Code Case 2605-1 per la verifica
dell’interazione creep - fatica in
apparecchi in pressione realizzati
in 2.25Cr-1Mo-V
(°)
B. Alborali Guerra *
A. Cecchi **
R. Grandicelli ***
S. Pagano ***
G.L. Cosso ***
Sommario / Summary
Nell’attuale edizione del Codice ASME i criteri previsti per la
verifica di resistenza a fatica per apparecchi in pressione realizzati in acciaio 2.25Cr-1Mo-V sono utilizzabili per temperature non superiori a 371 °C (700 °F), mentre il valore di progetto tipicamente adottato (454 °C) è significativamente
superiore. Per ovviare a questa lacuna, ASME ha recentemente pubblicato il Code Case 2605-1, in cui viene considerata l’interazione tra fatica e scorrimento viscoso ad alta temperatura. Il comportamento a creep del materiale viene in
particolare rappresentato mediante l’approccio “Omega”,
recentemente introdotto dalla norma API 579-1/ASME FFS-1.
Nel presente articolo viene esaminata l’applicazione delle
prescrizioni del Code Case per la verifica della resistenza a
fatica degli item F90101A/B (Hot High Pressure Separator)
realizzati da ATB Riva Calzoni S.p.A. per ENI R&M.
Vengono in particolare descritte le procedure di fabbricazione
adottate per la realizzazione degli apparecchi e le analisi
numeriche effettuate per la verifica dei componenti, evidenziando con particolare dettaglio gli aspetti che condizionano
maggiormente l’esito della valutazione.
In the latest edition of the ASME Code, criteria for fatigue
a s s e s s m e n t i n pre ssure v e sse l s manuf actured with
2.25Cr-1Mo-V steel are given up to operating temperatures
not exceeding 371 °C (700 °F), whilst the design temperature
(°) Memoria presentata alle Giornate Nazionali di Saldatura 6
Workshop: “Affidabilità delle strutture” - Genova, 26-27 Maggio 2011.
*
ATB Riva Calzoni S.p.A. - Roncadelle (BS).
** ENI S.p.A. Div. R&M - Sannazzaro de’ Burgondi (PV).
*** IIS SERVICE - Genova.
typically adopted (454 °C) is significantly higher. In order to
plug this gap, ASME has recently published the Code Case
2605-1, considering the interaction between fatigue and
creep phenomena. Material creep behaviour is in particular
represented through the "Omega" approach, recently introduced by the API 579-1/ASME FFS-1 standard.
This article has been written with the aim to present the
application of Code Case prescriptions for the fatigue assessment of items F90101A/B (Hot High Pressure Separator),
manufactured by ATB Riva Calzoni S.p.A. on behalf of ENI
R&M.
In particular the manufacturing procedures followed in
vessels construction and the numerical analyses performed
for the assessment of components are described in detail,
highlighting, with special attention, those features which
mainly affect evaluation results.
Keywords:
API; ASME; cladding; codes of practice; computation; creep;
creep resisting materials; electroslag welding; elevated
temperature strength; fatigue strength; finite element
analysis; high temperature; lifetime; low alloy Cr Mo steels;
mathematical models; post weld heat treatment; pressure
vessels; remanent life; simulating; submerged arc welding.
Riv. Ital. Saldatura - n. 5 - Settembre / Ottobre 2011 623
B. Alborali Guerra et al. - Applicazione delle prescrizioni in ASME Code Case 2605-1 per la verifica dell’interazione creep, ecc.
mento in due sezioni separate che sono
state trasferite successivamente in cantiere, nell’area della raffineria, per la saldatura circonferenziale di chiusura ed il
completamento finale.
Le operazioni tipiche di fabbricazione
sono state:
Descrizione dell’apparecchio
L’apparecchio in oggetto è un separatore
ad a lta p r e s s io ne ope ra nt e a d a l t a
temperatura (pressione di progetto
uguale a 195 barg, temperatura di progetto 454 °C), fabbricato in acciaio
2.25Cr-1Mo-1/4V.
Ha un diametro interno di 4000 mm, con
uno spessore del fasciame cilindrico di
208 mm, una lunghezza fuori tutto di
15 m ed un peso finito di 280000 kg.
Il separatore è costituito, come indicato
nella Figura 1, da:
• un fondo emisferico superiore stampato in lamiera SA 542 Tp D Cl 4°;
• un mantello cilindrico costituito da
quattro virole in lamiera SA 542 Tp D
Cl 4a calandrata, con una saldatura
longitudinale;
• un fondo inferiore tronco-conico con
anello di transizione in materiale
fucinato SA 336 F22V;
• t utti i bocchelli sono in materiale
fucinato SA 336 F22V;
• la superficie interna è nastrata con
acciaio inossidabile Tp 347.
Per limitazioni di peso per il trasporto il
separatore è stato costruito in stabili-
Figura 1 - Separatore HHP.
624 Riv. Ital. Saldatura - n. 5 - Settembre / Ottobre 2011
Fondo emisferico
• La stampatura a caldo a 950 °C dei
settori che costituiscono il fondo emisferico.
• Il trattamento termico (quenching and
tempering).
• La calibratura a freddo dei settori.
• La saldatura meridiana di unione dei
settori seguita da un trattamento
termico intermedio di distensione ad
una temperatura superiore a 650 °C
(ISR).
• La nastratura della superficie interna
con deposito di saldatura inossidabile.
• La saldatura dei bocchelli seguita da
ISR.
Virole del mantello cilindrico
• La calandratura della lamiera ad una
temperatura inferiore a quella del
trattamento termico finale dell’apparecchio in modo da non alterare la
struttura metallurgica del materiale.
• La saldatura longitudinale seguita da
un trattamento termico intermedio
(ISR) e contemporanea ricilindratura.
• La lavorazione meccanica dei cianfrini per le saldature circonferenziali
di tipo “narrow gap”.
Saldature
• Tutte le saldature longitudinali, circonferenziali e di attacco dei bocchelli al mantello sono state eseguite
con procedimento automatico ad arco
sommerso.
• Il rivestimento inossidabile della
superficie interna di mantello cilindrico e fondi è s tato ese g u i t o
mediante deposito di saldatura con
procedimento automatico elettroscoria a nastro.
Trattamenti termici dopo saldatura
Per il tipo di acciaio impiegato al CrMo-V tutte le saldature delle membrature sono state soggette ad un trattamento termico intermedio di distensione
ad una temperatura minima di 650 °C
(ISR) o, per le saldature circonferenziali
che sono soggette a minori tensioni
residue, ad un trattamento intermedio di
deidrogenazione (DHT) ad una temperatura minima di 350 °C.
Il trattamento termico finale dopo saldatura (PWHT) è stato eseguito alla temperatura di 705 ± 10 °C.
L’interazione creep-fatica
in acciai 2.25Cr-1Mo-V:
ASME CC 2605-1
In componenti in esercizio a temperatura elevata, in regime di scorrimento
viscoso, l’interazione tra creep e
fatica può determinare una significativa
riduzione della vita teorica a rottura.
In questo contesto le zone che presentano singolarità geometriche, più o
meno severe, sono ovviamente maggiormente vulnerabili: gli effetti della triassialità dello stato di tensione, infatti, non
solo favoriscono la nucleazione di
difetti di fatica, ma influenzano negativamente anche la resistenza allo scorrimento viscoso del materiale.
Un ulteriore elemento di potenziale criticità è determinato dalla presenza di
giunzioni saldate, in corrispondenza
delle quali la resistenza allo scorrimento
viscoso può risultare significativamente
inferiore rispetto a quella che caratterizza il materiale base.
La riduzione della resistenza a creep
in corrispondenza di giunzioni saldate
è correlata, di norma, alla vita di progetto prevista per il componente in
esame.
B. Alborali Guerra et al. - Applicazione delle prescrizioni in ASME Code Case 2605-1 per la verifica dell’interazione creep, ecc.
Nell’edizione 2007 del Codice ASME
(Sec. VIII, Div. 2), adottata per la progettazione e la fabbricazione dei separatori F90101A/B, la procedura per la
verifica dettagliata della resistenza a
fatica (indicata nella Parte 5), così come
i criteri di “fatigue screening” (per stabilire la necessità o meno di una dettagliata analisi a fatica), sono applicabili
solamente per temperature non superiori
a 371 °C (700 °F). Il Codice ASME
prevede la possibilità, in linea di principio, di riferirsi all’esperienza operativa
(su componenti analoghi o molto simili,
in esercizio nelle stesse condizioni di
sollecitazione e temperatura) per attestare che il rischio di rottura per fatica o
di significativa interazione creep/fatica è
trascurabile, e non è di conseguenza
necessaria un’analisi dettagliata; l’impiego dell’acciaio 2.25Cr-1Mo-V, tuttavia, è relativamente recente e la durata
del periodo di esercizio sostenuto dalle
apparecchiature realizzate con questo
materiale non sembra sufficiente a
garantire piena affidabilità a tale criterio.
Per apparecchiature progettate per temperature superiori a 371 °C, la lacuna
nelle prescrizioni del Codice ASME è
stata colmata con l’emanazione del
Code Case 2605-1 “Fatigue Evaluation
f o r S A - 1 8 2 F22V, SA-336 F22V,
SA-541 22V, SA-542 Type D, Class 4a
and SA-832 Gr. 22V at Temperatures
Greater Than 371 °C (700 °F) and Less
T han or Equal to 454 °C (850 °F ) Section VIII, Div. 2”.
Nel CC 2605-1 il comportamento costitutivo del materiale viene rappresentato
mediante il metodo “Omega”, introdotto
dalla norma API 579-1/ASME FFS-1
per la valutazione di idoneità all’esercizio di componenti in servizio in regime
di scorrimento viscoso ad alta temperatura. Questo approccio prevede che la
velocità di incremento della deformazione (creep strain rate) sia funzione
monotona crescente del tempo, secondo
l’equazione (1):
(1)
in cui i valori della velocità iniziale di
incremento della deformazione (initial
strain rate) e del parametro Omega sono
definiti dalle equazioni (2) e (3):
(2)
(3)
Nelle equazioni (2) e (3) A0÷A4 e B0÷B4
sono opportune costanti che caratterizzano il materiale impiegato, definite dal
CC 2605-1.
È opportuno sottolineare che il parametro Omega indicato dall’equazione (3)
Figura 2 - Evoluzione nel tempo della deformazione viscosa per σ eq = 250 MPa, T = 454 °C,
corrispondente a due differenti condizioni di triassialità (in nero: sollecitazione monoassiale, in
rosso: sollecitazione biassiale che caratterizza un fasciame cilindrico sottoposto a pressione
interna).
deve essere opportunamente modificato
in relazione al mutuo rapporto tra le tensioni principali. In condizioni di accentuata triassialità, pertanto, il valore di
Omega è significativamente superiore, a
parità di condizioni, rispetto al caso
monoassiale. Questo aspetto influenza
notevolmente la rapidità con cui la
deformazione indotta dallo scorrimento
viscoso incrementa nel tempo, come è
possibile notare nella Figura 2.
L’evoluzione nel tempo della velocità di
incremento della deformazione (creep
strain) consente di definire quantitativamente un parametro di danno (creep
damage parameter), che assume valore
pari a 1 al termine della vita teorica, nell’istante in cui è previsto il manifestarsi
della rottura.
In corrispondenza di singolarità geometriche, le deformazioni indotte dallo
scorrimento viscoso promuovono la ridistribuzione delle tensioni determinate,
nell’istante iniziale, dalle condizioni di
congruenza. Questa evoluzione comporta, in tali zone, l’accumulo di deformazione viscosa e “danno” che, per
garantire l’affidabilità del componente,
devono rispettare opportune limitazioni.
Il CC 2605-1 prevede l’esecuzione delle
verifiche descritte sinteticamente nel
prospetto seguente:
• determinazione della “creep life
absent fatigue” Lcaf: è costituita dalla
durata del periodo di esercizio (in
ogni caso non superiore a 10 6 h) che
occorre affinché il p a r a m e t r o
“danno”, senza considerare la presenza di variazioni di tensione, raggiunga il valore limite massimo (pari
a 1) in un qualunque punto dell’apparecchiatura. Ulteriori limitazioni sono
previste per il parametro “danno” in
prossimità di giunzioni saldate (deve
essere non superiore a 0.5) e per la
deformazione massima per scorrimento viscoso (anche in questo caso
il valore massimo ammesso in prossimità di giunzioni saldate è inferiore a
quello che è possibile tollerare in
pieno materiale base);
• determinazione del numero massimo
ammissibile “N” di cicli di fatica: è
correlato all’ampiezza della variazione di tensione che il componente
subisce e a Lcaf (CC 2605-1, Fig. 1 e
Tab. 3). La verifica può essere condotta con due modalità: la prima
(Option 1), più semplice, prevede la
Riv. Ital. Saldatura - n. 5 - Settembre / Ottobre 2011 625
B. Alborali Guerra et al. - Applicazione delle prescrizioni in ASME Code Case 2605-1 per la verifica dell’interazione creep, ecc.
possibilità di adottare i criteri di
“fatigue screening” indicati in ASME
B&PV Code, Sec. VIII, Div. 2, Part 5,
Par. 5.5.2.4; la seconda (Option 2),
più articolata e onerosa dal punto di
vista computazionale, può essere percorsa nel caso in cui l’applicazione
della prima risulti eccessivamente
cautelativa. In questo caso, tuttavia, è
necessario condurre un’analisi strutturale in cui vengono imposti al componente tutti i cicli di fatica di progetto effettivamente previsti;
• determinazione della “creep life
with fatigue” L cwf: è calcolata sulla
base dei due risultati precedenti
(Lcaf e N); l’interazione creep-fatica
è ovviamente meno significativa
per valori di N crescenti (per N → ∞,
Lcwf → Lcaf).
Applicazione delle prescrizioni
del CC 2605-1 ai componenti dei
separatori F90101A/B
In una prima fase della valutazione sono
stati realizzati modelli ad elementi finiti
dei principali componenti che costituiscono il separatore (Figg. 3 e 4), con
l ’ imp ie g o d e l s oft wa re ANSYS
(Rel. 12.0). I modelli sono stati utilizzati
per condurre un’analisi termica, nella
quale sono stati simulati gli effetti dei
gradienti di temperatura imposti durante
le fasi transitorie di avviamento e arresto
dell’impianto. È stato di conseguenza
possibile determinare l’evoluzione nel
tempo della distribuzione della temperatura che caratterizza tali condizioni di
esercizio. I risultati ottenuti dall’analisi
termica sono stati quindi adottati come
azioni nell’analisi strutturale degli stessi
modelli, determinando l’entità delle tensioni indotte dalla distribuzione di temperatura.
Come è possibile notare nella Figura 5, i
gradienti di temperatura previsti nelle
fasi transitorie, relativamente blandi,
inducono tensioni massime di entità
modesta, se confrontate con i valori correlati alla pressione interna. In tutti i
modelli esaminati la combinazione degli
effetti di natura primaria e secondaria
determina uno stato di tensione complessivo che rispetta le condizioni di
“shakedown” elastico: questo risultato
assicura che la variazione di tensione
che si manifesta durante le fasi transito626 Riv. Ital. Saldatura - n. 5 - Settembre / Ottobre 2011
Figura 3 - Modelli ad elementi finiti utilizzati per la valutazione (parte superiore
dell’apparecchio).
rie non altera lo “stato di tensione stazionario” (steady state) indotto dalle deformazioni viscose e, di conseguenza, nel
caso in esame è prevedibile che l’interazione creep-fatica sia sostanzialmente
contenuta.
Nella seconda fase della valutazione sono
state effettuate le verifiche indicate dal
CC 2605-1, descritte in precedenza.
L’analisi è stata condotta su tre dei cinque
modelli esaminati nella prima fase, selezionati in modo tale da considerare i
componenti maggiormente sollecitati.
Il software ANSYS prevede differenti
possibili leggi costitutive per rappresentare il fenomeno dello scorrimento
viscoso; nessuna di esse, tuttavia, può
essere adottata per simulare, con approssimazione ragionevole, l’approccio
“Omega” previsto dal CC 2605-1. A tale
scopo è stato concepito un algoritmo di
calcolo esterno ad ANSYS, sviluppato in
codice Visual Basic, che ha utilizzato
quale database di appoggio l’applicativo
Microsoft Excel. L’applicativo esegue la
sequenza di passi sotto indicata:
• lettura dei risultati (tensioni principali
e tensione equivalente di Von Mises)
ottenuti nella i-esima iterazione dal
software ANSYS;
• calcolo di Omega, aggiornamento del
parametro “danno”, calcolo della
“strain rate” corrente e del “strain rate
exponent” “n”;
Figura 4 - Modelli ad elementi finiti utilizzati per la valutazione (parte centrale e parte inferiore
dell’apparecchio).
B. Alborali Guerra et al. - Applicazione delle prescrizioni in ASME Code Case 2605-1 per la verifica dell’interazione creep, ecc.
progetto, infatti (di norma effettuato
con le procedure “by formula” indicate in ASME B&PV Code, Sec.
VIII, Div. 2, Part 4), non è in generale
in grado di fornire garanzie in merito
all’esito delle verifiche richieste dal
CC 2605-1.
Conclusione
Figura 5 - Gradienti di temperatura (in alto a sinistra) imposti durante le fasi transitorie di
avviamento e di arresto dell’impianto; distribuzione della temperatura (in basso a sinistra, °C)
nella fase finale dell’avviamento e distribuzione corrispondente della tensione equivalente di
Von Mises (in alto a destra, MPa); distribuzione della tensione equivalente di Von Mises
determinata dalla pressione interna (in basso a destra, MPa).
• calcolo di “A” nella legge di Norton:
ε̇ = Aσ eq n , in cui sono noti ε̇ (strain
rate), σeq (tensione equivalente di Von
Mises) e “n” (strain rate exponent);
• aggiornamento, per ciascuno degli
elementi del modello, dei valori di
“ A ” e “ n ” c he ne c a ra t t e ri z z a no
l’equazione costitutiva di Norton;
• “re-start” dell’analisi per i+1-esima
iterazione.
Un esempio dei risultati ottenuti dall’applicazione dell’algoritmo descritto è
riportato nella Figura 6, in cui è rappresentata, per la connessione N1, la distribuzione della deformazione equivalente
per scorrimento viscoso e la distribuzione del parametro “danno”.
È interessante notare che deformazione
e parametro “danno” evidenziano il
rispettivo valore massimo in posizioni
differenti: in particolare il parametro
“danno” è molto elevato in zone estremamente localizzate, caratterizzate da
pronunciata triassialità, in corrispondenza delle quali la deformazione per
creep può non essere particolarmente
significativa.
Questo risultato numerico appare in
sostanziale accordo con le considerazioni formulate in precedenza in merito
agli effetti della triassialità.
L’esito della valutazione è risultato in
accordo ai requisiti di progetto previsti
per i separatori. Nel caso più sfavorevole, infatti, il valore di Lcwf è superiore
a 4.5*10 5 h (circa 50 anni di esercizio
continuativo) e il numero di cicli di progetto è significativamente inferiore al
massimo ammissibile. In un contesto più
generale, i risultati ottenuti permettono
di formulare due principali considerazioni:
• nelle prime fasi della progettazione è
opportuno condurre un’analisi numerica lineare elastica, per verificare che
i componenti dell’apparecchio rispettino le condizioni di “shakedown”.
In questo caso, infatti, l’interazione
creep-fatica è relativamente modesta
ed è plausibile che possano essere
ottenuti risultati soddisfacenti anche
con la procedura di verifica più semplice (Option 1);
• i risultati principali della valutazione
(Lcaf, Lcwf e N) sono ovviamente correlati alla severità delle condizioni di
esercizio (pressione e temperatura)
rispetto ai valori di progetto. La definizione di tali condizioni, di conseguenza, deve essere accuratamente
ponderata: il solo dimensionamento
dei componenti nelle condizioni di
Nel presente articolo sono stati descritti
gli aspetti di maggiore rilievo che hanno
caratterizzato la fabbricazione dei separatori F90101A/B, realizzati da ATB
Riva Calzoni S.p.A. per l’Impianto EST
(ENI Slurry Technology) della Raffineria ENI S.p.A. Div. R&M di Sannazzaro
de’ Burgondi. È stata quindi sinteticamente discussa l’applicazione delle prescrizioni del recente ASME Code Case
2605-1 nella progettazione degli apparecchi che, superando le limitazioni
attualmente previste in ASME B&PV
Code, Sec. VIII, Div. 2, consente di verificare l’interazione tra fatica e scorrimento viscoso. L’esperienza condotta ha
consentito di evidenziare alcuni aspetti
principali, esaminati in dettaglio nell’articolo, che possono rivestire un ruolo
significativo già nelle prime fasi del progetto e influenzare in misura non trascurabile il dimensionamento dei componenti. È stato in particolare possibile
formulare le conclusioni seguenti:
• l’entità degli effetti di interazione
creep-fatica è principalmente correlata, oltre che al numero di cicli, al
manifestarsi o meno delle condizioni
di “shakedown” elastico; nei casi in
cui tali condizioni si realizzano, la
severità dell’interazione è nettamente
più contenuta. È di conseguenza
opportuno eseguire questa verifica
nella fase preliminare del dimensionamento, per apportare le eventuali,
necessarie modifiche alla geometria
dei componenti;
• le limitazioni previste dal CC 2605-1
per il valore della deformazione
indotta dallo scorrimento viscoso e
per il parametro “danno” sono particolarmente significative in corrispondenza di singolarità geometriche, a
causa dell’influenza degli effetti di
triassialità dello stato di tensione; è
quindi necessario, nell’analisi strutturale, esaminare un numero di dettagli
sufficientemente rappresentativo di
Riv. Ital. Saldatura - n. 5 - Settembre / Ottobre 2011 627
B. Alborali Guerra et al. - Applicazione delle prescrizioni in ASME Code Case 2605-1 per la verifica dell’interazione creep, ecc.
tutte le zone dell’apparecchio in cui
sono presenti singolarità geometriche;
• per i separatori in esame, l’esito della
verifica è risultato positivo, evidenziando un modesto effetto di interazione creep-fatica ed un valore finale
della “creep life with fatigue” congruente con i requisiti di progetto.
Figura 6
Bibliografia
[1]
ASME Boiler & Pressure Vessel Code, Section VIII “Rules for Construction of Pressure Vessels”, Division 2 “Alternative
Rules”.
[2]
ASME Code Case 2605-1 “Fatigue Evaluation for SA-182 F22V, SA-336 F22V, SA-541 22V, SA-542 Type D, Class 4a
and SA-832 Gr. 22V at Temperatures Greater Than 371 °C (700 °F) and Less Than or Equal to 454 °C (850 °F)” - Section
VIII Div. 2.
[3]
API 579-1/ASME FFS-1 “Fitness For Service”.
Bruno ALBORALI GUERRA, laureato in Ingegneria
Meccanica presso il Politecnico di Milano nel 1989.
Attualmente è Responsabile Ufficio Tecnico - Settore
Petrolchimico della ATB Riva Calzoni SpA.
Andrea CECCHI, laureato nel 1998 in Ingegneria
Chimica presso l’Università di Pisa; dipendente ENI
R&M dal 2000, attualmente ricopre il ruolo di
Maintenance Manager all’interno del Progetto EST
di Sannazzaro de’ Burgondi.
Gian Luigi COSSO, laureato in Ingegneria Civile
presso l’Università di Genova nel 1999. Funzionario
dell’Istituto Italiano della Saldatura dal 2000;
attualmente Responsabile dell’Area Calcolo e
Progettazione del Settore Ingegneria di IIS Service.
Roberto GRANDICELLI, funzionario dell’Istituto
Italiano della Saldatura dal 2005; inizialmente
occupato in attività di certificazione PED per la
Divisione Certificazione, attualmente lavora
nell’Area Calcolo e Progettazione del Settore
Ingegneria di IIS Service.
Sabrina PAGANO, laureata in Ingegneria Civile presso l'Università di Genova nel 2000. Dal 2000 al 2002 ha collaborato con
società di ingegneria nel campo della progettazione civile ed industriale; funzionario dell’Istituto Italiano della Saldatura dal
2002, attualmente lavora nell’Area Calcolo e Progettazione del Settore Ingegneria di IIS Service.
628 Riv. Ital. Saldatura - n. 5 - Settembre / Ottobre 2011
Avviso per la sicurezza degli utenti di alcune saldatrici Inverter Hitachi
prodotte tra il 1989 ed il 1996
Alcuni modelli di saldatrici Inverter Hitachi prodotti tra il 1989 ed il 1996, potrebbero accidentalmente generare una
fiammata, che potrebbe colpire l’operatore (vedi Fig. 1). Tale fiammata potrebbe verificarsi nel caso in cui la saldatrice fosse collegata ad un quadro elettrico con assorbimento inappropriato (eccessivamente superiore al range
indicato nel manuale), NON in accordo alle specifiche fornite dal manuale di istruzione né dalla targa dati.
Per evitare tale rischio, gli operatori devono attenersi alle istruzioni di sicurezza ed alle normative applicabili.
Si prega di fare riferimento alla lista dei modelli potenzialmente interessati, riportata nella tabella, e verificare il
nome del modello sulla targhetta.
※ Per domande, si prega di inviare una mail all’indirizzo seguente:
E-mail: [email protected]
Costruttore e Fornitore originale: Hitachi Via Mechanics, Ltd (Japan)
Distributore: Hitachi Europe GmbH
Effetti ambientali
su adesivo metacrilato
E. Lertora *
C. Gambaro *
C. Mandolfino *
M. Pedemonte *
Sommario / Summary
Negli ultimi anni, le tecniche dell'incollaggio si sono dimostrate in grado di soppiantare o di coadiuvare svariate tecniche convenzionali di giunzione, quali la saldatura, la chiodatura ed i collegamenti meccanici in generale.
L’obiettivo di questo lavoro è lo studio degli effetti degradanti dell’ambiente esterno sul comportamento meccanico di
un adesivo metacrilato impiegato in applicazioni marine.
In questo ambito, i principali fattori di degradazione sono
l’umidità e l’azione corrosiva dell’acqua di mare; pertanto si
è deciso di sottoporre dei campioni di giunti incollati ad
invecchiamento in camera climatica, ad umidità e temperatura controllate, e di immergerli in una soluzione salina che
simuli l’effetto dell’acqua di mare.
Per determinare l’effetto dell’ambiente sulle caratteristiche
meccaniche dell’adesivo, i giunti sono stati sollecitati a trazione ed i risultati confrontati con quelli ottenuti da giunti
non invecchiati, in modo da stabilire l’idoneità dell’adesivo
in campo navale.
In recent years, bonding techniques have been widely used to
assist or even replace traditional joining techniques, such as
welding and riveting.
*
Dipartimento di Ingegneria della Produzione Termoenergetica e
Modelli Matematici - Università degli Studi di Genova.
The present work investigates how environmental conditions
affect the mechanical behaviour of bonded joints. Analysis
were carried out on single lap shear joints bonded by a twocomponent methacrylate-based flexible structural adhesive,
extensively used in marine applications.
The degradation of bonded joints in marine environment is
mainly due to humidity and seawater-induced corrosion.
Thus, the bonded samples were prepared for test by ageing in
climatic chamber with no applied stress (at controlled temperature and humidity) and immersion-drying cycles in a
saline solution (seawater-like effect).
Afterwards, tensile stress tests were performed. In order to
evaluate the environment-induced degradation of the tested
joints, the tensile strength of aged samples was compared
with that of similar un-aged joints.
Keywords:
Adhesive bonding; adhesives; ageing; dissimilar materials;
ferrous metals; mechanical tests; nonferrous metals; tensile
tests; test pieces.
Riv. Ital. Saldatura - n. 5 - Settembre / Ottobre 2011 631
E. Lertora et al. - Effetti ambientali su adesivo metacrilato
1. Introduzione
Negli ultimi anni, le giunzioni incollate
si stanno dimostrando sempre più in
grado di sostituire le più consolidate tecniche di assemblaggio, quali brasatura,
saldatura ed i collegamenti meccanici in
genere, garantendo ottimi livelli di affidabilità e di resistenza nel tempo.
Fino a circa cent’anni fa, gli adesivi
erano costituiti da sostanze di origine
naturale (derivate dalla caseina, dalla
resina di alcuni tipi di piante, dall’albume, ecc.): ad esempio, durante la
p r ima g u e r r a m ondi a l e , c ol l e a l l a
caseina sono state usate per incollare le
ali alla struttura in legno degli aerei. Si è
però riscontrato che tali tipi di adesivi
hanno una limitata resistenza all'umidità
ed alle muffe e le giunzioni con essi realizzate hanno quindi determinato non
pochi problemi.
Per ovviare a tali inconvenienti e favorire un sempre più esteso utilizzo dell’incollaggio in campo industriale, i produttori hanno sviluppato adesivi a base
di resine sintetiche, che non presentano
le limitazioni dei prodotti naturali e che
permettono di realizzare giunti che resistono anche in ambienti aggressivi.
Oggigiorno, l'incollaggio consente di
realizzare giunzioni strutturali tra parti
in materiali metallici anche differenti o
tra metalli e non metalli, risultando una
valida soluzione in un’ampia gamma di
applicazioni.
L'uso di adesivi consente di avere vantaggi sia economici, data la ridotta
necessità di attrezzature dedicate, sia
tecnici, grazie alla leggerezza ed alla
bassa conducibilità elettrica e termica
che contraddistinguono i materiali polimerici, elementi base della stragrande
maggioranza degli adesivi.
Lo spunto concreto per lo sviluppo dello
studio oggetto del presente articolo è
stato fornito dal crescente utilizzo di
adesivi in ambito navale. Elasticità e
resistenza sono le parole chiave nella
costruzione e riparazione di strutture
costantemente esposte alle sferzate del
vento ed all’azione delle onde, come le
imbarcazioni. L’utilizzo di adesivi soddisfa qualsiasi esigenza di sigillatura,
livellamento e giunzione, permettendo
di ridurre le vibrazioni, e quindi di
abbattere il rumore, nonché di garantire
l’isolamento elettrico, fattore determinante per contrastare fenomeni di corrosione galvanica.
Per stabilire l’idoneità di un adesivo ad
applicazioni in ambiente marino, si deve
però verificarne il comportamento a
seguito dell’esposizione prolungata alle
aggressioni atmosferiche previste. Proprio
su questo aspetto si è incentrata l’attività
che verrà descritta nel presente lavoro.
2. Procedura sperimentale
Lo studio ha avuto per oggetto l’analisi
degli effetti dell’ambiente marino sul
c om portamento meccanico di un
adesivo metacrilato.
L’incidenza delle condizioni ambientali,
sulla resistenza meccanica sia dell’adesivo in sé sia dei giunti incollati, è stata
verificata effettuando un’approfondita
campagna sperimentale basata su prove
d’invecchiamento, condotte secondo la
norma UNI EN ISO 9142, e caratterizzazioni meccaniche a trazione: il confronto
con i dati ricavati da prove eseguite su
campioni non invecchiati ha permesso di
stabilire l’evoluzione del fenomeno di
degradazione e stabilire l’utilizzabilità
dell’adesivo studiato in applicazioni
reali. Nelle condizioni analizzate, i principali fattori di degradazione sono
l’umidità e l’azione corrosiva dell’acqua
salata, pertanto i campioni sono stati sottoposti a prove di invecchiamento in
camera climatica, ad umidità e temperatura controllate, ed immersi in una soluzione salina, in modo da simulare l’effetto dell’acqua di mare.
L’adesivo
Oggetto dello studio è stato un adesivo
acrilico bicomponente, che permette di
realizzare giunzioni efficaci tra pezzi di
qualsiasi materiale, senza bisogno di
preparazioni superficiali particolari o di
primer, e che reticola rapidamente a temperatura ambiente. Nel caso specifico,
quella utilizzata è una versione progettata con alta viscosità e lungo tempo
aperto (working time), per soddisfare i
requisiti di applicazioni particolari e
consentire l’incollaggio di grossi componenti.
Il prodotto è fornito in una cartuccia
dotata di due scomparti separati, per fare
in modo che i due compo n e n t i n o n
entrino in contatto prima del dovuto.
Inserendo la cartuccia in un applicatore
pneumatico, ed applicando un beccuccio
miscelatore, l’estrusione del prodotto
risulta semplificata e l’adesivo è pronto
all’applicazione.
Realizzazione dei campioni
Per ottenere più informazioni possibili,
si è deciso di sottoporre alle prove due
tipi di provini: il primo interamente
costituito dall’adesivo, con forma ad
osso di cane (dog bone); il secondo ottenuto incollando con l’adesivo in esame
due substrati di acciaio.
TABELLA I - Piano di prove.
Dog
bone
Giunti
incollati
N°
campioni
Nessun
trattamento
5
X
Invecchiamento
in camera climatica
5
X
5
X
5
X
X
5
X
5
X
632 Riv. Ital. Saldatura - n. 5 - Settembre / Ottobre 2011
Immersione
in acqua salata
X
E. Lertora et al. - Effetti ambientali su adesivo metacrilato
Figura 1 - Dimensioni dei campioni dog bone.
Per ogni tipologia di provino, sono stati
realizzati 15 campioni, successivamente
trattati come riportato nella Tabella I.
Le dimensioni dei provini dog bone corrispondono a quanto richiesto dalla
norma UNI EN ISO 3167 e sono indicate nella Figura 1.
Per la loro realizzazione, è stato utiliz-
zato uno stampo
in s ilicone, in
modo da poter
es trarre facilmente i provini,
senza deformarli
e senza sottoporli
a sollecitazioni
elevate.
L’adesivo è stato
colato direttamente nel semistampo inferiore,
facendo attenzione ad evitare la formazione di bolle d’aria (Fig. 2).
Successivamente, si è sovrapposto il
semi-stampo superiore e si è inserito il
t ut to in una pres s a, in modo che lo
stampo rimanesse chiuso per il tempo
necessario a far avvenire la completa
reticolazione dell’adesivo.
All’apertura dello
stampo, si è proceduto all’estrazione dei provini
ed alla rimozione
delle bave di
adesivo (Fig. 3).
I giunti incollati
sono stati realizzati utilizzando
due aderendi in
acciaio S 355
s pes s i 12 mm,
parzialmente
sovrapposti.
La rigidità dei
pezzi ha per -
messo di ottenere una distribuzione più
uniforme possibile delle forze di taglio e
minimizzare la presenza di altri stati di
tensione. Le dimensioni dei provini, in
accordo con la norma UNI EN 14869-2,
sono riportate nella Figura 4.
Lo spessore di adesivo, pari a 5 mm, è
stato imposto realizzando una particolare geometria delle estremità a contatto.
Le zone di incollaggio sono state trattate
superficialmente con acetone, in modo
da rimuovere eventuale sporcizia e
grassi, ed abrase con carta vetrata (granulometria 220). Infine, per eliminare le
polveri ed i residui, i pezzi sono stati
nuovamente puliti con acetone.
Terminata la preparazione superficiale,
gli aderendi sono stati posizionati in una
struttura di supporto appositamente realizzata e tale da garantire il corretto allineamento dei pezzi. Una volta applicato
l’adesivo e lasciato trascorrere il tempo
necessario per la completa reticolazione
(3 giorni), i giunti si presentavano come
nella Figura 5.
Come si può notare, è stata prestata particolare attenzione affinché non vi fosse
alcuna traccia di adesivo in corrispondenza delle superfici verticali della zona
di giunzione, in modo che non si esercitassero in alcun punto sollecitazioni di trazione e l’adesivo lavorasse solo a taglio.
Invecchiamento in camera climatica
Le condizioni di invecchiamento in
camera climatica sono descritte dalla
norma UNI EN ISO 9142. In particolare,
è stato seguito quanto indicato nel ciclo
Figura 2 - Riempimento del semi-stampo
inferiore.
Figura 3 - Provini dog bone.
Figura 4 - Dimensioni dei giunti incollati.
Riv. Ital. Saldatura - n. 5 - Settembre / Ottobre 2011 633
E. Lertora et al. - Effetti ambientali su adesivo metacrilato
(a)
(b)
Figura 5 - Aspetto finale delle giunzioni (a) e particolare della zona incollata (b).
D3 della norma: nella Figura 6 sono rappresentati gli andamenti della temperatura e dell’umidità in un ciclo completo.
Il trattamento consta di quattro fasi:
1. esposizione per (15 ± 1) h alla temperatura di (40 ± 2) °C e ad un’umidità
relativa non inferiore al 90%;
2. esposizione per (2 ± 1) h alla temperatura di (-20 ± 3) °C;
3. esposizione per (4 ± 1) h alla temperatura di (70 ± 2) °C e ad un’umidità
relativa del (50 ± 5) %;
4. ritorno alla temperatura di (40 ± 2) °C
e ad un’umidità relativa non inferiore
al 90%.
Le condizioni di umidità e temperatura
nel passaggio da una fase all’altra
devono variare in (60 ± 20) min e si è
scelto di ripetere l’intero ciclo 15 volte.
Immersione in soluzione salina
Il processo di immersione in soluzione
salina è stato effettuato seguendo il ciclo
Figura 6 - Andamento di umidità e
temperatura durante un ciclo
d’invecchiamento in camera climatica.
634 Riv. Ital. Saldatura - n. 5 - Settembre / Ottobre 2011
D12 della norma UNI EN ISO 9142.
La soluzione è stata ottenuta dissolvendo 5 parti di cloruro di sodio in 95
parti d’acqua.
Secondo quanto richiesto dalla norma,
deve essere garantito un contenuto di
ioduro di sodio non superiore allo 0.1%
ed una presenza di altre impurità inferiore allo 0.5%; inoltre il pH deve essere
compreso tra 6.5 e 7.2.
Per evitare la precipitazione del sale, la
soluzione è stata mantenuta in agitazione utilizzando aria compressa.
Il ciclo consiste di due fasi:
1. immersione dei provini in soluzione
salina per (8 ± 1) h a (23 ± 2) °C;
2. sospensione in aria a una temperatura
di (23 ± 2) °C per (16 ± 1) h.
Queste operazioni sono state ripetute
5 volte. Dopo il completamento della
quinta ripetizione, i provini sono stati
nuovamente immersi per (48 ± 1) h in
soluzione salina a (23 ± 2) °C.
I trasferimenti da una fase all’altra sono
stati effettuati in meno di 3 minuti.
3. Risultati e considerazioni
I campioni sono stati analizzati visivamente e testati mediante prove statiche
di trazione. Nel caso dei dog bone, le
prove hanno permesso di determinare la
resistenza a trazione dell’adesivo in sé
mentre le prove sui giunti incollati
hanno permesso di stabilire la resistenza
dell’adesivo a taglio.
Analisi visiva
Nelle Figure 7 e 8 sono riportate le
immagini dei provini dog bone e dei
giunti incollati così come si presentavano al termine del ciclo di invecchiamento in camera climatica.
Come visibile, i componenti in acciaio
sono risultati parzialmente corrosi.
Figura 7 - Dog bone invecchiati in camera
climatica.
E. Lertora et al. - Effetti ambientali su adesivo metacrilato
Figura 8 - Giunti in acciaio invecchiati in
camera climatica.
Figura 9 - Dog bone dopo il ciclo di
immersione in soluzione salina.
Figura 10 - Giunti incollati dopo il ciclo di
immersione in soluzione salina.
N e lle F ig u r e 9 e 10 sono vi si bi l i i
provini dopo il trattamento in soluzione
salina.
Mentre i dog bone non presentavano
evidenti degradazioni, i campioni in
acciaio sono risultati significativamente
corrosi.
Prove statiche di trazione
Le prove di trazione dei giunti incollati
sono state effettuate seguendo le indicazioni della norma UNI EN 14869-2
mentre per quelle dei provini di adesivo
Figura 11 - Resistenza a trazione di dog bone
non invecchiati.
in sé si è fatto riferimento alla norma
ASTM D638. Entrambe le norme prevedon o un allungamento a velocità
costante: il carico di trazione unidirezionale viene applicato ortogonalmente alla
sezione del provino e cresce lentamente
fino ad un valore tale da determinare la
rottura del campione.
Dog bone non invecchiati
La Figura 11 mostra l’andamento della
resistenza a trazione dell’adesivo in sé,
non invecchiato: le curve crescono in
modo non rettilineo fino al raggiungimento di un valore massimo, per cui si
ha la rottura. I dati rilevati sono molto
omogenei tra loro, come si può vedere
nella Tabella II.
Dog bone invecchiati in camera
climatica
La risposta dell’adesivo all’invecchiamento in camera climatica è stata positiva: temperatura e umidità non hanno
inciso sulla resistenza meccanica del
materiale.
TABELLA II - Valori rilevati durante la trazione di dog bone non invecchiati.
Media
Nome provino
Allungamento a rottura
[mm]
Forza massima
[N]
Tensione massima
[MPa]
▬ 1.1
38.5
145
4.0
▬ 1.2
33.0
157
4.0
▬ 1.3
32.0
140
3.9
▬ 1.4
30.0
135
3.6
▬ 1.5
35.0
148
4.0
33.7
145
3.9
Riv. Ital. Saldatura - n. 5 - Settembre / Ottobre 2011 635
E. Lertora et al. - Effetti ambientali su adesivo metacrilato
TABELLA III - Valori rilevati durante la trazione di dog bone invecchiati in camera climatica.
Nome provino
Allungamento a rottura
[mm]
Forza massima
[N]
Tensione massima
[MPa]
▬ 2.1
32.5
140
3.7
▬ 2.2
27.5
190
5.0
▬ 2.3
31.5
206
5.4
▬ 2.4
27.5
170
5.0
▬ 2.5
28.0
182
4.8
29.4
178
4.8
Media
TABELLA IV - Valori rilevati durante la trazione di dog bone invecchiati ed immersi in soluzione salina.
Nome provino
Allungamento a rottura
[mm]
Forza massima
[N]
Tensione massima
[MPa]
▬ 3.1
27.5
180
4.9
▬ 3.2
32.4
180
5.0
▬ 3.3
27.6
180
4.8
▬ 3.4
36.0
210
5.6
▬ 3.5
32.0
190
5.2
31.1
188
5.1
Media
Al contrario, i valori misurati risultano
generalmente più elevati (Fig. 12,
Tab. III) rispetto a quelli relativi all’adesivo non invecchiato. Questo aspetto può
essere imputato, a livello chimico, ad un
fenomeno di post-reticolazione favorito
dalle alte temperature raggiunte: le catene
polimeriche dell’adesivo si sono arricchite ulteriormente di legami trasversali,
rendendo il materiale più resistente.
Dog bone invecchiati in camera
climatica ed immersi in soluzione salina
Anche il trattamento di immersione in
soluzione salina non ha avuto conseguenze negative sulla resistenza del-
Figura 12 - Resistenza a trazione di dog bone
invecchiati in camera climatica.
636 Riv. Ital. Saldatura - n. 5 - Settembre / Ottobre 2011
l’adesivo (Fig. 13, Tab. IV): i valori
misurati sono paragonabili a quelli rilevati dopo invecchiamento in camera climatica. Si può dunque affermare che
l’adesivo non risente dell’influenza di
un ambiente salino.
Giunti incollati non invecchiati
La Figura 14 mostra l’andamento della
resistenza a trazione dei 5 giunti non
invecchiati.
Come si può notare, le curve crescono
con un andamento non rettilineo fino al
raggiungimento di un massimo, in corrispondenza del quale si verifica l’innesco
della frattura.
Successivamente, si rileva una progressiva diminuzione della resistenza, culminante con la separazione degli aderendi.
Questo fenomeno è legato all’insorgere
di un nuovo s tato di tensi o n e , p i ù
gravoso del precedente, per cui il giunto
non risulta più sollecitato solo a taglio.
Nella Tabella V sono riportati i valori di
tensione massima misurati durante le
prove. Il provino 1.2 mostra un valore
sensibilmente inferiore rispetto agli altri
ma dall’analisi visiva della superficie di
rottura si è riscontrata la presenza di una
bolla d’aria all’interno dell’adesivo, che
giustifica tale comportamento anomalo
(Fig. 15).
Figura 13 - Resistenza a trazione di dog bone
invecchiati in camera climatica ed immersi in
soluzione salina.
E. Lertora et al. - Effetti ambientali su adesivo metacrilato
Giunti incollati
invecchiati in
camera climatica
L’ a z io n e
di
umidità e temper a tu r a n o n ha
influenzato negativ a me n te
le
caratteristiche
meccaniche dei
giunti. Al contrar io , p e r a lc uni
p r o v in i la r e si s te n z a r is u lt a
migliorata. Dalla
Figura 16 si può
notare come i provini 2.2 e 2.5 abbiano
raggiunto valori di forza massima superiori a 400 N. Come già detto in precedenza, questo aspetto è legato a fenomeni di post-reticolazione.
La rottura è sempre risultata di tipo
decoesivo (Fig. 17).
Figura 14 - Resistenza a trazione di giunti
incollati non invecchiati.
I dati raccolti nella Tabella VI confermano quanto affermato: le tensioni
massime assumono valori superiori a
quelli registrati su provini non invecchiati.
Giunti incollati invecchiati in camera
climatica ed immersi in soluzione salina
La prova ha avuto esito negativo: è stato
possibile misurare la resistenza a trazione di un solo provino. Uno di essi,
infatti, si è rotto durante lo svolgimento
dei cicli di immersione, i rimanenti tre
nel tentativo di fissarli ai morsetti della
macchina di prova. I dati ottenuti dall’unica prova eseguita, riportati nella
Tabella VII, denotano una drastica riduzione della resistenza del giunto (fino al
50%).
La rottura dei giunti è risultata totalmente deadesiva (Fig. 18): l’acqua è stata
assorbita dallo strato di adesivo ed ha
provocato la formazione di ossido sulle
superfici di incollaggio, che ha determinato una significativa riduzione di resistenza all’interfaccia adesivo/aderendo.
4. Conclusioni
Figura 15 - Presenza di una bolla d’aria nell’adesivo.
TABELLA V - Valori rilevati durante la trazione di giunti incollati non invecchiati.
Forza massima
Tensione massima
Nome provino
[N]
[MPa]
▬ 1.1
319.14
2.55
▬ 1.2
292.78
2.34
▬ 1.3
373.03
2.98
▬ 1.4
372.80
2.98
▬ 1.5
388.87
3.11
349.32
2.79
Media
TABELLA VI - Valori rilevati durante la trazione di giunti incollati invecchiati in
camera climatica.
Media
Nome provino
Forza massima
[N]
Tensione massima
[MPa]
▬ 2.1
355.20
2.84
▬ 2.2
424.18
3.39
▬ 2.3
362.51
2.90
▬ 2.4
323.54
2.59
▬ 2.5
433.24
3.47
379.73
3.04
È opportuno premettere che con prove di
invecchiamento non è mai possibile
simulare le reali condizioni in cui si
troverà ad operare una struttura: per
avere informazioni affidabili, bisognerebbe effettuare prove di lunga durata,
che però richiederebbero tempi e costi
molto elevati.
Le camere climatiche e le varie tecniche
d’invecchiamento accelerato costituiscono delle forti semplificazioni delle
situazioni reali, in quanto prendono in
considerazione solo un ristretto numero
di azioni ambientali.
Inoltre, incrementare l’intensità delle
azioni, in modo da accelerare l’evoluzione dei fenomeni, non sempre garantisce una equivalenza di conseguenze
(assenza di linearità).
Alla luce di tutto ciò, analizzando la resistenza a trazione dei provini si può
dedurre che l’adesivo analizzato non ha
risentito in modo particolare dell’effetto
combinato di temperatura ed umidità.
L’adesivo è costituito da materiale termoindurente e quindi ha mostrato la tendenza a mantenere invariati i valori di
resistenza meccanica, pur essendo stato
esposto a temperature relativamente
elevate. Inoltre, non si è rilevata attitudine ad assorbire acqua: in genere,
infatti, l’azione aggressiva dell’umidità
Riv. Ital. Saldatura - n. 5 - Settembre / Ottobre 2011 637
E. Lertora et al. - Effetti ambientali su adesivo metacrilato
TABELLA VII - Valori rilevati durante la trazione di giunti
incollati invecchiati ed immersi in soluzione salina.
Nome
provino
Forza massima
[N]
Tensione massima
[MPa]
3.1
-----
-----
3.2
-----
-----
3.3
183.10
1.46
3.4
-----
-----
3.5
-----
-----
Figura 16 - Resistenza a trazione di giunti
incollati invecchiati in camera climatica.
Figura 17 - Superfici di rottura di un giunto incollato invecchiato in camera climatica.
Figura 18 - Superfici di rottura di un giunto incollato invecchiato ed immerso in soluzione
salina.
trasforma la tipologia di rottura da
decoesiva a deadesiva. La rottura dei
giunti invecchiati in camera climatica è
rimasta prevalentemente di tipo decoesivo, in perfetta analogia con quanto evidenziato dalle giunzioni non invecchiate.
In alcuni casi, la resistenza del giunto è
addirittura aumentata, facendo pensare
che, durante l’invecchiamento in camera
climatica, l’adesivo sia stato oggetto di
un fenomeno di post-reticolazione.
Per quanto riguarda, invece, i campioni
sottoposti ad invecchiamento in camera
climatica e immersione in soluzione
salina, bisogna fare una distinzione tra il
comportamento dell’adesivo in sé (costituente i dog bone) e quello dei giunti
incollati.
Nel caso dei dog bone non sono state
registrate variazioni sensibili dei valori
di resistenza meccanica: l’adesivo ha
dimostrato un’ottima resistenza all’ambiente marino.
638 Riv. Ital. Saldatura - n. 5 - Settembre / Ottobre 2011
Lo stesso non si può dire per i giunti
incollati, per i quali il fallimento della
prova è imputabile alla forte degradazione che ha subito l’aderendo: la corrosione delle superfici metalliche ha
ridotto significativamente la resistenza
all’interfaccia adesivo/aderendo, provo-
cando rotture di tipo totalmente deadesivo. Le prove eseguite sull’adesivo in
sé hanno inoltre mostrato che l’elevata
deformabilità di questo materiale (allungamento a rottura superiore al 30%) si
mantiene anche dopo i test di invecchiamento in camera climatica e in soluzione
salina: la deformazione subita dai dog
bone in fase di trazione viene completamente recuperata dopo rottura e quindi
risulta totalmente di tipo elastico.
L’adesivo metacrilato risulta quindi particolarmente adatto a smorzare le vibrazioni, ridurre le sollecitazioni localizzate, diminuire la trasmissione del
rumore ed aiutare ad eliminare i problemi di corrosione ed infiltrazione, isolando elettricamente ed impermeabilizzando la struttura.
La ricerca ha quindi dato risultati decisamente interessanti per le applicazioni in
ambito navale ed in particolar modo per
la costruzione e la riparazione di yacht,
settore che solo recentemente ha dimostrato il proprio interesse verso l’utilizzo
di giunzioni incollate, capaci non solo di
garantire la costruzione di imbarcazioni
più leggere con costi inferiori ma anche
di soddisfare ampiamente i requisiti di
sicurezza.
Bibliografia
[1]
[2]
[3]
[4]
[5]
[6]
AA. VV., Adhesives and Sealants - Engineered Materials Handbook, Volume
III, 1995, ASM International, USA.
Gambaro C., Lertora E., Monti M.: «Appunti del corso di specializzazione in
Adhesive Bonding», Dipartimento Ingegneria della Produzione Termoenergetica e Modelli Matematici - DIPTEM.
UNI EN ISO 9142 - Adhesives - Guide to the selection of standard laboratory
ageing conditions for testing bonded joints.
UNI EN 14869-2 - Structural Adhesives - Determination of shear behaviour
of structural bonds - Part 2: Thick adherends shear test.
UNI EN ISO 3167 - Plastics - Multipurpose test specimens.
ASTM D638 - 10 - Standard Test Method for Tensile Properties of Plastics.
E. Lertora et al. - Effetti ambientali su adesivo metacrilato
Enrico LERTORA, laureato in Ingegneria Meccanica nel 2001 presso l’Università degli Studi di Genova. Dottore di ricerca in
Ingegneria Meccanica presso l’Università degli Studi di Genova. Dal 1/11/2008 presta servizio come ricercatore presso il
Dipartimento di Ingegneria della Produzione Termoenergetica e Modelli Matematici dell’Università di Genova sviluppando sia
attività didattica sia attività di ricerca nel campo della saldatura e degli incollaggi strutturali. Nel campo della saldatura,
possiede la certificazione di International Welding Engineer.
Carla GAMBARO, laureata in Ingegneria Meccanica nel 1980 presso l’Università degli Studi di Genova. Nel 1981 inizia la
propria attività lavorativa presso i Cantieri Navali Riuniti di Genova - sottosettore Marina Militare - curando gli aspetti
metallurgici della realizzazione del sistema alare di aliscafi ad ala sommersa. Dal 1/7/1983 presta servizio presso il
Dipartimento di Ingegneria della Produzione Termoenergetica e Modelli Matematici dell’Università di Genova sviluppando sia
attività di ricerca sia attività didattica (docente del corso di Tecnologie Generali dei Materiali). Negli ultimi anni, l’attività di
ricerca è stata svolta in collaborazione con Istituti di Ricerca Internazionali ed Aziende operanti nel campo delle metodologie
innovative di giunzione: Friction Stir Welding ed incollaggi.
Chiara MANDOLFINO, laureata in Ingegneria Meccanica nel 2010 presso l’Università degli Studi di Genova. Nel 2010 è
titolare di assegno di ricerca presso il Dipartimento di Ingegneria della Produzione Termoenergetica e Modelli Matematici
dell’Università di Genova e svolge studi sulle tecniche non convenzionali di saldatura e valutazioni dell’influenza dei relativi
parametri di processo. Dal Gennaio 2011 svolge il Dottorato di Ricerca in Ingegneria Meccanica presso l’Università degli Studi
di Genova, sviluppando attività di ricerca nell’ambito delle tecnologie innovative di giunzione.
Matteo PEDEMONTE, laureato in Ingegneria Meccanica nel 2009 presso l’Università degli Studi di Genova. Nel 2009 è titolare
di un incarico di ricerca presso il Dipartimento di Ingegneria della Produzione Termoenergetica e Modelli Matematici
dell’Università di Genova e svolge studi riguardanti la scelta dei materiali e l’applicazione di tecnologie speciali di lavorazione.
Dal Gennaio 2010 svolge il Dottorato di Ricerca in Ingegneria Meccanica presso l’Università degli Studi di Genova,
sviluppando attività di ricerca nell’ambito delle tecniche automatizzate di giunzione.
Riv. Ital. Saldatura - n. 5 - Settembre / Ottobre 2011 639
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8a edizione
La tecnologia laser al
servizio dell’industria
Piacenza 17-19 novembre 2011
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ISSN 1973-7238
IL LASER IN
FIBRA DA 1 KW
È IL CUORE
TECNOLOGICO
DEL PROCESSO
UN ALLEATO PER
IL TAGLIO CON
LASER IN FIBRA
MONITORAGGIO
REMOTO DEL GAP
TRA LAMIERE
NELLA SALDATURA
REMOTA DI
ACCIAI ZINCATI
TOCCARE CON
MANO I VANTAGGI
DELL’ABLAZIONE
LASER
NUMERO 33
maggio giugno
2011
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NAZ/039/2008
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Fax +39 0523 602702
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Processo di placcatura ad elettroscoria:
applicazione e principali problematiche
metallurgiche e di controllo
nella fabbricazione di reattori
in 2¼Cr-1Mo-¼V di grosso spessore
(°)
M. Mandina *
M. Magnasco **
G. Zappavigna **
Sommario / Summary
Nella costruzione di reattori (in acciaio al Cr-Mo modificato
al vanadio), eserciti ad alta temperatura e ad alta pressione di
idrogeno, è richiesta una placcatura interna in acciaio inossidabile austenitico (tipicamente del tipo AISI 347) capace di
garantire maggiore resistenza a corrosione nei confronti del
fluido processato (idrocarburi da desolforare).
Nel presente articolo è descritta l’applicazione del processo
di placcatura ad elettroscoria a nastro (ESSC) per l’esecuzione di riporti interni e ripristini di placcatura (monostrato e
doppio strato) sulle varie parti di composizione (virole, fondi
e bocchelli) di reattori in 2¼Cr-1Mo-¼V.
Nella prima parte dell’articolo è riportata una panoramica
sugli aspetti metallurgici, sulle problematiche di criccabilità
(da solidificazione e da idrogeno, da riscaldo sotto-placcato e
da “Hydrogen Induced Disbonding”) e sulle tensioni residue
di placcatura, connessi con il processo ESSC.
Nella seconda parte dell’articolo è fornita ancora una panoramica sugli aspetti applicativi e operativi del processo ESSC,
nonché sul controllo mediante ultrasuoni dei relativi riporti di
placcatura, con particolare riferimento alla ricerca di difetti
planari sotto-placcato.
In the fabrication of reactors (made of Cr-Mo steel modified
with vanadium) operating in high hydrogen pressure and
high temperature service, internal cladding in austenitic
(°) Memoria presentata alle Giornate Nazionali di Saldatura 6
Workshop: “Fabbricazione di strutture e componenti
saldati” - Genova, 26-27 Maggio 2011.
*
IIS SERVICE - Genova.
** GE Oil & Gas Nuovo Pignone - Massa.
stainless steel (typically made of AISI 347) is required in
order to guarantee satisfactory corrosion resistance against
the process fluids (desulphurized hydrocarbons).
Application of Electro-Slag Strip Cladding process (ESSC)
for internal weld overlay and clad restoring on heads, barrels
and nozzles of 2¼Cr-1Mo-¼V reactors (with single-layer or
double-layer technique) is described in the paper.
First part of the paper is focused on metallur
gical aspects,
cracking phenomena (hydrogen cracking, solidification cracking, under clad cracking and hydrogen-induced disbonding)
and cladding residual stresses referable to ESSC process.
Second part of the paper is focused on operating aspects of
ESSC process and UT examination of weld overlay and clad
restoring, optimized for the detection of planar defects under
cladding.
Keywords:
Austenitic stainless steels; chemical engineering; cladding;
creep resisting materials; disbonding; electroslag surfacing;
elevated temperature strength; high temperature; hydrogen
embrittlement; low alloy Cr Mo steels; microstructure; nondestructive testing; plants; post weld heat treatment; pressure
vessels; reheat cracking; residual stresses; service
conditions; solidification cracking; stainless steels; strip
electrodes; ultrasonic testing; underclad cracking.
Riv. Ital. Saldatura - n. 5 - Settembre / Ottobre 2011 641
M. Mandina et al. - Processo di placcatura ad elettroscoria: applicazione e principali problematiche metallurgiche, ecc.
1. Premessa
Lo sviluppo di nuove tecnologie nei
processi di idro-desolforazione degli
idrocarburi comporta l’impiego di reattori di maggiori dimensioni (volumi),
eserciti a sempre più alta temperatura
(superiore a 454 °C) e più elevata pressione parziale di idrogeno (superiore
a 35 MPa).
Al fine di migliorarne le aspettative di
durata in servizio, la tendenza da diversi
anni è quella di costruire reattori con
materiali di nuova generazione, quali gli
acciai al Cr-Mo modificati al vanadio,
tipicamente il 2¼Cr-1Mo-¼V, in quanto
ca p a c i d i g a r a n t i re t e m pe ra t ure di
impiego (fino a 55 °C superiori alla
temperatura limite di 454 °C per il
2¼Cr-1Mo), caratteristiche meccaniche
a caldo od in regime di scorrimento
viscoso superiori al convenzionale
2 ¼ C r- 1 M o , a n c he i n pre se nz a di
alte pressioni parziali di idrogeno (super io r i a i 3 5 M P a c om pa t i bi l i pe r i l
2¼Cr-1Mo).
In ogni caso, i reattori richiedono che la
loro superficie interna direttamente a
contatto con il fluido di processo sia
protetta mediante una placcatura in
acciaio inossidabile austenitico, in
grado di offrire maggiore resistenza
alla corrosione ad alta temperatura
(effetto del contenuto di zolfo) e ridurre
in modo significativo la pressione parziale effettivamente agente sul materiale base placcato (e quindi la resistenza all’attacco da idrogeno ad alta
temperatura dello stesso materiale
base).
La placcatura interna è realizzata in
genere attraverso deposito di saldatura
(weld overlay), preferibilmente in
acciaio inossidabile austenitico “stabilizzato” del tipo 347, allo scopo di prevenire fenomeni di sensibilizzazione
(precipitazione di carburi di cromo a
bordo grano) a carico della placcatura
durante i cicli di trattamento termico
post-saldatura (PWHT) previsti dalla
fabbricazione del reattore. Il “weld
642 Riv. Ital. Saldatura - n. 5 - Settembre / Ottobre 2011
overlay” depositato deve soddisfare i
requisiti di composizione chimica del
materiale d’apporto impiegato per un
definito spessore di placcatura (tipicamente da 3 a 5 mm), insieme al rispetto
di restrizioni sul contenuto di ferrite
delta (tipicamente da FN 3 a FN 8 o FN
10), nonché resistere a possibili fenomeni di “Hydrogen Induced Disbonding” della placcatura durante le fasi di
“shut-down” del reattore, conseguenti
alla elevata concentrazione di idrogeno
che si determina con il raffreddamento a
temperatura ambiente all’interfaccia tra
placcatura e materiale base (Fig. 1), in
combinazione della locale presenza di
microstrutture sensibili ad infragilimento indotte dal PWHT e di tensioni
residue.
I processi di saldatura preferiti per la
placcatura interna di reattori sono quelli
ad elettroscoria a nastro (Electro-Slag
Strip Cladding) e ad arco sommerso a
nastro (Submerged Arc Strip Cladding),
in quanto offrono alti tassi di deposito,
in termini di kg/h e m2/h, combinati con
bassa diluizione ed elevata qualità del
riporto.
Oggi si tende ad impiegare più frequentemente il processo ad elettroscoria a
nastro (ESSC) in quanto capace di
garantire maggiori tassi di deposito,
inferiore diluizione e minore contenuto
di inclusioni rispetto al processo ad arco
sommerso a nastro (SASC). Inoltre, il
processo ESSC consente di realizzare
[H] Placcatura
placcature in “monostrato” invece dei
due strati (placcature in “doppio strato”)
richiesti per il processo SASC a parità di
spessore di deposito di placcatura “non
diluito”. Con l’incremento dello spessore di deposito “non diluito” (tipicamente al di sopra dei 4.5 mm), l’esecuzione di placcature in “doppio strato” è
necessaria anche per il processo ad elettroscoria a nastro.
2. Aspetti metallurgici,
problematiche di criccabilità e
tensioni residue connessi al
processo di placcatura ad
elettroscoria
Nel processo ad elettroscoria ESSC, il
nastro è alimentato con continuità all’interno di uno strato di flusso fuso elettricamente conduttivo. Il calore necessario
per fondere il nastro, il flusso (che
formerà la scoria) ed il materiale base è
prodotto per effetto Joule dal passaggio
della corrente di saldatura attraverso il
flusso fuso. L’assenza di arco elettrico
consente alte correnti di saldatura, associate a bassa diluizione. I flussi impiegati contengono, oltre ad ossidi quali
TiO 2 e FeO, quantità significative di
fluoruri come CaF2 e NaF; l’alto contenuto di CaF 2 consente, in genere, di
ridurre la diluizione e la presenza di
ossigeno nel deposito di placcatura (pari
a circa un terzo di quello associabile al
[H] Acciaio Cr-Mo
in ppm
in ppm
prima del raffreddamento
dopo raffreddamento
Placcatura
Acciaio Cr-Mo
Distanza in mm
Figura 1 - Profilo tipico del contenuto di idrogeno (in ppm) attraverso la parete di un reattore
placcato per una data procedura di “shut-down”, con evidenza dell’alta concentrazione di
idrogeno nella placcatura all’interfaccia con il materiale base Cr-Mo, dopo raffreddamento a
temperatura ambiente [1].
M. Mandina et al. - Processo di placcatura ad elettroscoria: applicazione e principali problematiche metallurgiche, ecc.
Rulli
Tramoggia del flusso
Nastro
Magnetic steering device
Scoria liquida
Materiale base
Scoria solida
Placcatura
a) Zona di interfaccia TZ (400 X)
BM = materiale base
C = placcatura
Direzione di saldatura
Figura 2 - Rappresentazione schematica del processo di placcatura ad elettroscoria a
nastro [2].
processo ad arco sommerso a nastro),
con conseguente riduzione dei rischi di
formazione di porosità.
Nel processo ad elettroscoria ESSC, le
teste di saldatura (Fig. 2) sono dotate di
un accessorio, detto “magnetic steering
device” (capace di generare forze elettromagnetiche opposte a quelle associate
alla corrente di saldatura che tendono a
generare flussi di scoria fusa e metallo
f u s o d a i la ti ve rso i l c e nt ro de l l a
nastrata), che consente di contrastare la
formazione di incisioni ed inclusioni di
scoria e di realizzare un deposito di placcatura di spessore uniforme.
2.1 Microstrutture allo stato “come
saldato” e dopo PWHT
Allo stato “come saldato”, la microstruttura della “zona di interfaccia” per un
riporto di placcatura con nastro del tipo
~EQ309LNb è costituita da martensite
(Fig. 3a)), formatasi, probabilmente,
durante il raffreddamento di uno strato
liquido stagnante di materiale base con
composizione chimica arricchita in Cr e
Ni, a seguito di fenomeni di diffusione
dalla placcatura. Allontanandosi da essa
verso la superficie esterna del deposito,
la microstruttura è formata da austenite
con distribuzione e contenuto di ferrite
che cambiano in funzione della distanza
dalla “zona di interfaccia”. Immediatamente al margine della “zona di interfaccia”, è presente una stretta banda di
austenite (a grano grossolano e priva di
ferrite) risultante da una locale solidificazione primaria di tipo austenitico, conseguente al locale accumulo di carbonio
proveniente (per migrazione) dal mate-
riale base. Proseguendo verso l’esterno,
la modalità di solidificazione primaria
cambia diventando di tipo ferritico, cioè
con fase ferritica che solidifica prima
della fase austenitica in forma flocculare
e/o vermiculare (Fig. 3b) e 3c)), ed il
contenuto di ferrite è praticamente
quello corrispondente alla composizione
chimica media della placcatura.
Ne l cas o di riporto di placcatura a
doppio strato (con nastro ~EQ309LNb
per il primo strato + nastro ~EQ347 per
il secondo strato), la microstruttura della
“zona di interfaccia” con il materiale
base presenta aspetto simile a quella del
riporto monostrato; per il secondo strato,
la modalità di solidificazione primaria di
tipo ferritico (con ferrite di forma vermiculare) si mantiene costante per l’intero
suo spessore, al pari della relativa composizione chimica (Fig. 4). Alcune evidenze dalla pratica costruttiva evidenziano che alti contenuti di ferrite sul
primo strato depositato (p.e. in corrispondenza dei sormonti tra arrivi e partenze) possono influenzare il contenuto
di ferrite del secondo strato; pertanto il
controllo del contenuto di ferrite sul
primo strato è utile a prevenire anomalie
sul contenuto di ferrite del secondo
strato di placcatura.
Allo stato “come saldato”, la modesta
durezza della “zona di interfaccia”,
sebbene superiore che nel resto del
riporto (Fig. 5), può essere attribuita alla
locale presenza di martensite a basso
contenuto di carbonio (presumibilmente
inferiore a 0.1%).
Dopo PWHT (con stasi a temperature
prossime a 700 °C e tempi superiori alle
b) Riporto a 2 mm dall’interfaccia tra
placcatura e materiale base (400 X)
c) Riporto a 3 mm dall’interfaccia tra
placcatura e materiale base (400 X)
Figura 3 - Riporto ESSC monostrato con
nastro ~EQ309LNb: microstrutture a diverse
profondità del riporto [2].
Figura 4 - Riporto ESSC doppio strato
(nastri ~EQ309LNb + ~EQ347): struttura
all’interfaccia tra primo (a destra) e secondo
strato (a sinistra) del riporto di placcatura
[2].
Riv. Ital. Saldatura - n. 5 - Settembre / Ottobre 2011 643
M. Mandina et al. - Processo di placcatura ad elettroscoria: applicazione e principali problematiche metallurgiche, ecc.
Materiale base
Microdurezza HV
Placcatura
Linea di fusione
a) come saldato
b) dopo PWHT
Distanza attraverso l’interfaccia
Figura 5 - Distribuzione delle microdurezze attraverso la zona di interfaccia [2].
8 ore), si concretizzano diversi fenomeni di diffusione, concentrati specialmente nella zona di interfaccia. Nel
caso di riporto monostrato, la zona di
interfaccia risulta caratterizzata dalla
presenza di una banda di colorazione
scura (Fig. 6a)), posta al margine della
linea di fusione (lato placcatura), in corrispondenza della quale la struttura martensitica rinvenuta risulta interessata da
massicci fenomeni di precipitazione di
c a r b u r i ( d e l t i p o C r 23C 6 e N b C ) , a
seguito della migrazione di carbonio dal
materiale base ferritico e di cromo dalla
placcatura (il contenuto locale di Cr
a) FB = linea di fusione
risulta nettamente superiore a quello
misurabile prima del PWHT) durante il
trattamento termico. Detta migrazione
di carbonio verso la placcatura è
responsabile della formazione dopo
PWHT di:
• una banda di martensite non rinvenuta (martensite “fresh”), conseguente alla parziale ri-austenitizzaz i one della originaria s truttura
martensitica (la precipitazione di
carburi induce un abbassamento della
sua temperatura di Mstart) e capace di
giustificare il significativo incremento di durezza (fino a 400 HV)
CZ = zona carburata (400 X)
Presenza di bordi grano di Tipo I e Tipo II all’interno della
placcatura
apprezzabile nella zona di interfaccia
dopo trattamento (Fig. 5);
• una stretta banda (10 μm circa) di
materiale base completamente decarburato, avente struttura a grano grossolano di tipo ferritico (Fig. 6b)) e
livelli di durezza più bassa rispetto
all’adiacente materiale base non
decarburato (Fig. 5).
Nella zona di interfaccia è ancora ben
distinguibile la banda a struttura completamente austenitica posta al margine
di quella a colorazione scura; i suoi
bordi grano sul lato opposto presentano
andamento pressoché parallelo alla linea
di fusione della placcatura (sono noti in
letteratura come bordi grano di Tipo II) e
la separano dall’adiacente struttura
austenitica tipica del riporto di placcatura, caratterizzata da nucleazione epitassiale, bordi grano di morfologia
comune (noti come di Tipo I) e presenza
di ferrite all’interno del grano austenitico (Fig. 6a)).
2.2 Criccabilità da solidificazione e da
idrogeno (a freddo)
La criccabilità da s olidif i c a z i o n e
è in genere evitata garan t e n d o u n
contenuto di ferrite (delta) nel deposito
di placcatura compreso tra il 3% ed
il 10%.
Per il primo strato di deposito, nel
caso di placcature ESSC monostrato e
doppio strato, è comune l’impiego
di nastri la cui composizione chimica
(21Ni 11Cr LNb) è capace di garantire
b) FB = linea di fusione
CZ = zona carburata (200 X)
ZTA lato materiale base con regione a grano
ingrossato (DZ)
Figura 6 - Riporto ESSC monostrato con nastro ~EQ309LNb: microstrutture nella zona di interfaccia dopo PWHT [2].
644 Riv. Ital. Saldatura - n. 5 - Settembre / Ottobre 2011
M. Mandina et al. - Processo di placcatura ad elettroscoria: applicazione e principali problematiche metallurgiche, ecc.
•
•
Figura 7 - Esempio di criccabilità da contaminazione di rame su deposito di placcatura ESW a
nastro.
una buona resistenza agli effetti della
diluizione.
Sono stati constatati in fabbricazione
fenomeni di criccabilità riconducibili a
contaminazione del nastro, proveniente
per esempio dalla fusione dei pattini di
elettrificazione della testa di saldatura
(Fig. 7).
Fenomeni di criccabilità da idrogeno
(a freddo) all’interfaccia tra placcatura e
materiale base, o nella zona termicame n te a lte r a t a de l m a t e ri a l e ba se ,
n o n d ip e n d o n o da l l ’a ssorbi m e nt o
(dall’esterno) di idrogeno da parte del
flusso elettricamente conduttivo del processo ESW, diversamente da quanto
invece possibile per riporti di placcatura
ad arco sommerso. Pertanto, il rischio di
formazione di cricche da idrogeno su
riporti ad elettroscoria è praticamente
trascurabile.
Casi di criccabilità a freddo su riporti
d i p la c c a tu r a c on proc e sso SASC
doppio-strato di bocchelli di grosse
dimensioni e piastre tubiere in acciaio
SA508 Cl.3 sono invece menzionati in
letteratura.
Caratteristica distintiva del fenomeno di
criccabilità a freddo rispetto ad altri possibili fenomeni di criccabilità dei riporti di
placcatura (p.e. cricche da riscaldo sottoplaccato) è la sua manifestazione prima di
ogni trattamento termico (intermedio o
finale). L’applicazione di un preriscaldo
ad almeno 150 °C e di un post-riscaldo ad
almeno 250 °C per 4 ore (prima del raffreddamento del riporto a temperatura
ambiente) ha permesso di prevenire la
comparsa di cricche da idrogeno su riporti
di placcatura ad arco sommerso.
2.3 Cricche da riscaldo sotto-placcato
Il fenomeno di criccabilità sotto-placcato
(Under Clad Cracking) è una potenziale
problematica di fabbricazione riguardante i riporti e/o ripristini interni di
placcatura in acciaio inossidabile austenitico di apparecchiature a pressione
(in particolare in acciaio basso-legato
del tipo 2¼Cr-1Mo o 2¼Cr-1Mo-¼V),
realizzati con processo ad elettroscoria a
nastro (ESSC) in singolo strato (monostrato) e in doppio strato.
Fenomenologia
Le cricche sotto-placcato (UCC) hanno
le seguenti tipicità:
• Si localizzano in materiale base,
all’interno della zona termicamente
•
•
alterata (ZTA) a grano ingrossato
posta immediatamente sotto l’interfaccia con la placcatura. Possono
essere infatti messe in evidenza da
controlli non distruttivi superficiali
(preferenzialmente c o n e sa m e
magnetoscopico con prodotti fluorescenti), dopo rimozione dello strato
di riporto.
Si manifestano come serie di cricche
allineate e spaziate tra loro con passo
costante, aventi giacitura normale
all’interfaccia con il placcato e trasversale alla direzione di avanzamento della placcatura.
Presentano lunghezza variabile
(in vari casi documentati nell’intervallo 5 ÷ 20 mm) e profondità dipendente dalla ampiezza della ZTA a
grano ingrossato (frequentemente
nell’intervallo 1.0 ÷ 2.5 mm).
Dal punto di vista metallografico, si
nucleano ai bordi dei grani austenitici
primari ingros s ati d e l l a Z T A
(a seguito del riscaldamento del
materiale base a temperature prossime a quella di fusione durante il
riporto) e si propagano (ancora in
modo intergranulare) entro questa
zona, arrestandosi nel materiale a
grano più fine immediatamente sottostante (Fig. 8).
Compaiono, nella generalità dei casi,
dopo trattamento termico intermedio
di distensione (ISR) o dopo trattamento termico post - sa l d a t u r a
(PWHT).
Figura 8 - Cricca sotto-placcato all’esame metallografico riprodotta in laboratorio
(ingrandimento 100x - attacco acido Picral10): propagazione della cricca ai bordi dei grani
austenitici primari “ingrossati” della ZTA, con arresto nel materiale a grano più fine.
Riv. Ital. Saldatura - n. 5 - Settembre / Ottobre 2011 645
M. Mandina et al. - Processo di placcatura ad elettroscoria: applicazione e principali problematiche metallurgiche, ecc.
Posizione
della cricca
ZTA a grano
ingrossato
Posizione
della cricca
MATERIALE BASE
MATERIALE BASE
(a) placcatura monostrato
(b) placcatura doppio strato
Figura 9 - Rappresentazione schematica della ZTA nel caso di placcatura ESSC monostrato (a) e doppio strato (b), con localizzazione delle zone
tipiche di comparsa delle UCC.
• La localizzazione preferenziale è
in corrispondenza delle zone di
sovrapposizione tra nastrate adiacenti
(Fig. 9), in particolare nella ZTA a
grano ingrossato che non subisce un
riscaldamento al di sopra diA C1 ,
ad opera della deposizione della
passata/nastrata adiacente (nel caso di
placcatura monostrato) o durante la
deposizione di due passate/nastrate
adiacenti del secondo strato di riporto
(nel caso di placcatura a doppio strato).
Varie esperienze di fabbricazione dimostrano la possibile formazione di cricche
sotto-placcato per placcature in acciaio
inossidabile austenitico del tipo 347 su
materiale base 2¼Cr-1Mo-¼V, realizzate in due strati (placcatura a doppio
strato) con processo ESSC a nastro da
60 e 90 mm.
Sebbene con minore frequenza, sono
segnalati casi analoghi di cricche sottoplaccato anche su riporti in singolo
strato (placcatura monostrato) con processo ESSC a nastro da 60 e 90 mm.
Come da fenomenologia tipica, il fenomeno si è manifestato sistematicamente
su placcature (monostrato e/o doppio
strato) sottoposte a trattamento termico
di ISR che, pertanto, si può ritenere un
mezzo utile/funzionale a farlo comparire
prima del PWHT finale, stato in cui la
riparazione di eventuali cricche sottoplaccato sarebbe tardiva ed inopportuna.
Meccanismo di formazione
La formazione delle cricche sotto-placcato può essere associata ad un meccanismo di criccabilità da riscaldo (Reheat
Cracking) che si innesca a seguito del/i
trattamento/i termico/i post-saldatura
subito/i dalla placcatura durante la fab646 Riv. Ital. Saldatura - n. 5 - Settembre / Ottobre 2011
bricazione della apparecchiatura di
appartenenza.
Il fenomeno è, ad oggi, oggetto di sperimentazione scientifica, in quanto non
sono state ancora chiarite le cause e i
principali fattori influenzanti. In generale, si ritiene che la formazione delle
cricche si manifesti quando la deformazione per la distensione dello stato tensionale agente durante un trattamento
termico (ISR o PWHT) supera la locale
duttilità del materiale base. Lo stato tensionale agente è associabile sia alle tensioni residue di saldatura sia alle coazioni termiche dovute al differente
coefficiente di dilatazione termica tra il
materiale base ferritico ed il materiale
austenitico della placcatura.
Durante un trattamento termico, sono
numerose e complicate le combinazioni
di proces s i di fragilizzazione che
possono interessare la microstruttura
della ZTA del materiale base, costituita
da fasi fuori equilibrio e soprassature di
carbonio ed altri elementi di alligazione.
In particolare:
• a più bassa temperatura, elementi
interstiziali come carbonio e azoto
possono produrre un effetto di fragilizzazione per invecchiamento;
• a più alta temperatura, possono verificarsi fenomeni di fragilizzazione
per indurimento secondario e da rinvenimento, insieme a fenomeni di
fragilizzazione per scorrimento
viscoso, il tutto favorito dalla segregazione di elementi di impurezze e da
trasformazioni di carburi complessi.
Molti studi attribuiscono a fenomeni di
indurimento per precipitazione secondaria un effetto primario sul meccanismo
di criccabilità da riscaldo, constatando
appunto che le cricche da riscaldo si
manifestano a bordo grano a seguito
della precipitazione intergranulare di
certi elementi (Cr, Mo, V, Nb e Ti) che
riduce la resistenza di coesione tra i
bordi grano e la loro parte più interna,
durante il riscaldamento indotto dal trattamento termico. È opinione condivisa
però che anche fenomeni di segregazione intergranulare dovuti ad elementi
di impurezze (quali Sb, As, S, P, Sn, Pb,
Bi, ecc.) influenzino la resistenza alla
decoesione dei bordi grano, avendo un
effetto marcato sulla duttilità allo scorrimento a caldo.
Più controverso è il parere su ruolo e
tipologia dei precipitati nei confronti di
fenomeni di cavitazione intergranulare
(cioè formazione di microvuoti a bordo
grano) riscontrabili talvolta nei casi di
criccabilità da riscaldo. Per esempio, si
ritiene che inclusioni del tipo MnS al
bordo grano austenitico della ZTA agiscano come nuclei preferenziali per la
cavitazione.
In genere, il fenomeno di criccabilità da
riscaldo può avvenire con due modalità
di frattura: rottura per cavitazione intergranulare e rottura intergranulare di tipo
apparentemente fragile (Low Ductility
Inter-Granular Fracture). La modalità di
rottura può dipendere dal livello di tensione residuo e dalla temperatura. Alcuni
studi sostengono che la rottura per cavitazione sia associabile a più bassi livelli
di tensione, mentre la rottura fragile
intergranulare sia caratteristica per alti
livelli di tensione.
È importante far notare che la criccabilità da riscaldo può manifestarsi in ogni
momento durante il ciclo termico di
distensione, quando condizioni istanta-
M. Mandina et al. - Processo di placcatura ad elettroscoria: applicazione e principali problematiche metallurgiche, ecc.
Temperatura massima del secondo ciclo di riscaldamento [°C]
Figura 10 - Effetto della temperatura
massima raggiunta durante il secondo ciclo
termico di riscaldamento su carico di rottura
(Rm), allungamento (A) e strizione
percentuale a rottura (Z) di prove di trazione
a caldo a 600 °C su strutture precedentemente
ricotte in acciaio al CrMoV [5].
nee di stato tensionale residuo, deformazione accumulata, microstruttura e fenomeni di segregazione intergranulare
sono tali da attivare uno dei possibili
meccanismi di rottura.
Vari studi hanno mostrato che le rotture
da riscaldo avvengono durante la fase di
riscaldamento del trattamento termico e
la suscettibilità a criccabilità da riscaldo
sia dipendente dalla dimensione del
grano. La temperatura di inizio formazione delle rotture a riscaldo dipende dal
materiale, ma una generale valutazione
della suscettibilità a criccabilità da
riscaldo deve prendere in considerazione
l’intero ciclo di trattamento. A questo
proposito, si fa presente che la strizione Z misurata in prove di trazione rapida
su strutture di acciai al CrMoV, precedentemente ricotte a temperature comprese tra 1300 e 1400 °C, si riduce fino
al raggiungimento di una temperatura di
circa 500 °C durante un secondo ciclo
termico di riscaldamento, sebbene si sia
mantenuta, nei casi oggetto di sperimentazione, superiore al valore del 20%
identificato, da molti autori, come limite
inferiore per la resistenza alla criccabilità da riscaldo (Fig. 10).
In diversi casi di criccabilità sotto-placcato per placcature in acciaio inossidabile austenitico del tipo 347 su materiale
base 2¼Cr-1Mo-¼V, realizzate con processo ESSC a nastro da 60 e 90 mm, sia
Figura 11 - Esame al microscopio ottico
di cricca sotto-placcato riprodotta in
laboratorio: andamento intergranulare con
presenza di microvuoti (cavitazione) agli
apici della cricca.
in monostrato che in doppio strato, le
cricche si sono manifestate all’interno
de l la ZTA a grano ingros s ato, con
dimensione del grano austenitico primari o compres a nell’intervallo 5 ÷ 7
secondo ASTM E112, con decoesione
dei grani associata a fenomeni di cavitazione intergranulare (Fig. 11).
Metodi di prevenzione/mitigazione della
fenomenologia
Non sono state messe a punto, ad oggi,
metodologie che consentano, con affidabilità, di prevenire fenomeni di criccabilità sotto-placcatura e con specifico riferimento all’acciaio 2¼Cr-1Mo-¼V.
Ne sono state sperimentate diverse, ma
episodi recenti consigliano di metterne
in atto il maggior numero possibile contemporaneamente.
La prima metodologia preventiva consiste nella scelta di un materiale base poco
suscettibile alle cricche sotto-placcato,
se b bene, nell’ambito dell’acciaio
2¼Cr-1Mo-¼V, non siano state ancora
de finite equazioni parametriche
(p.e. Kfactor = Pb + Bi + 0.03 Sb < 1.5 ppm)
per il controllo dell’analisi del prodotto,
tramite le quali valutare, con affidabilità,
la suscettibilità ad UCC del materiale.
Alcuni studi ed esperienze pratiche sembrano evidenziare una maggiore suscettibilità ad UCC dei forgiati rispetto ai
laminati, associabile, forse, ad una mag-
giore concentrazione di segregazioni e/o
inclusioni sulla superficie (interna) da
placcare.
Altra metodologia da prevedere è l’impiego di un processo a basso apporto
termico che riduca al minimo l’estensione della ZTA a grano ingrossato o,
quantomeno, una riduzione d’apporto
termico del processo di placcatura
scelto, sebbene questa precauzione
possa risultare efficace solo nel caso di
moderata suscettibilità ad UCC del
materiale base.
In alcuni casi applicativi del processo
ESSC a nastro da 60 e 90 mm su materiale base 2¼Cr-1Mo-¼V, la placcatura
in due strati (doppio strato) si è dimostrata maggiormente suscettibile di criccabilità sotto-placcato rispetto alla soluzione monostrato. In questi stessi casi,
un trattamento termico (ISR) addizionale tra il primo e il secondo strato di
placcatura ha permesso di ottenere placcature prive di UCC su talloni di placcatura rappresentativi della produzione,
attraverso, probabilmente, un effetto
sinergico favorevole di rinvenimento
intermedio della zona termicamente
alterata e di riduzione dello stato tensionale agente.
Rilevabilità al controllo con ultrasuoni
Per la ricerca di cricche sotto-placcato,
sono state messe a punto idonee tecniche
Riv. Ital. Saldatura - n. 5 - Settembre / Ottobre 2011 647
M. Mandina et al. - Processo di placcatura ad elettroscoria: applicazione e principali problematiche metallurgiche, ecc.
di controllo ultrasonoro, per le quali
sono stati definiti criteri di valutazione
“ad hoc”, basati non soltanto sull’ampiezza dell’eco di risposta, ma anche
sulla ripetitività e sulla dinamica dell’eco associabili a questa tipologia di
difetti. Per maggiori dettagli, si rimanda
al punto 4 di questo articolo.
2.4 Hydrogen Induced Disbonding
(HID)
Si tratta del distacco locale (disbonding)
del placcato che si è constatato, in molti
casi, a seguito della fase di “shut-down”
( e r a ff r e d d a me nt o a t e m pe ra t ura
ambiente) di reattori in servizio idrogeno ad alta temperatura, soprattutto in
presenza di elevati gradienti di raffreddamento (superiori a 150 °C/h).
Il distacco si localizza tipicamente nella
“zona di interfaccia” tra placcatura e
materiale base, per la locale concentrazione di idrogeno in corrispondenza
delle relative microstrutture suscettibili
ad infragilimento sviluppate dopo
PWHT: martensite rinvenuta e carburata, martensite non rinvenuta (martensite “fresh”) e austenite con precipitazione di carburi a bordo grano.
Il “disbonding” è essenzialmente di tipo
intergranulare, con propagazione attraverso dette microstrutture (Fig. 12).
La suscettibilità del “weld overlay” a
subire HID viene valutata sperimentalmente attraverso prove di resistenza al
“disbonding” (p.e. pratica ASTM G146)
in autoclave con idrogeno ad alta temperatura ed alta pressione, il cui risultato
risulta dipendente, per una data combinazione di temperatura e pressione di
idrogeno (corrispondente alla temperatura massima e alla massima pressione
parziale di esercizio dell’apparecchiatura):
• dalla composizione chimica del materiale base (è tecnicamente giustific a to , p e r c iò , c he ne l l e prove di
“disbonding” si richieda l’impiego di
materiale base della medesima colata
di quello usato in fabbricazione);
• dalla velocità di raffreddamento dalla
temperatura di prova [in °C/h];
• dal processo di placcatura;
• dalla procedura di placcatura;
• dal trattamento termico post-saldatura (PWHT).
Vari studi hanno messo in evidenza
come la velocità di raffreddamento
influenzi significativamente la resi648 Riv. Ital. Saldatura - n. 5 - Settembre / Ottobre 2011
Figura 12 - Esempio di “Hydrogen Induced Disbonding” [9].
stenza al “disbonding”; in genere, alti
gradienti di raffreddamento (maggiori di
150 °C/h) favoriscono il “disbonding”,
quantomeno fino a valori intorno ai
600 °C/h, oltre i quali la resistenza ad
HID non sembra essere più influenzata.
Ne consegue che il confronto tra i vari
processi di saldatura, in termini di
suscettibilità al “disbonding” dei relativi
depositi di placcatura, non può prescindere dal valore del gradiente di raffreddamento usato a riferimento che, quindi,
deve essere mantenuto costante nell’ambito della stessa sperimentazione.
Per un dato gradiente di raffreddamento
(in genere maggiore di 150 °C/h), le
prove di resistenza al “disbonding” sono
significative per processo di placcatura e
per procedura applicata (da intendersi
come materiale d’apporto, parametrazioni di saldatura e spessore/numero di
strati del riporto), in modo da ricoprire
tutte le casistiche presenti in fabbricazione.
Sebbene il “disbonding” possa verificarsi anche su placcature allo stato
“come saldato”, è noto che la suscettibilità al “disbonding” aumenti al crescere
della durata del PWHT, a parità di temperatura di stasi (nell’intervallo 705 ÷
715 °C per l’acciaio 2¼Cr-1Mo-¼V) e
de l nu mero di cicli di trattamento
termico (dipendente dalla sequenza di
fabbricazione dell’apparecchiatura,
nonché comprensivo di eventuali PWHT
dopo riparazioni in officina e future in
servizio). Detta diminuzione di resistenza al “disbonding” può essere messa
in relazione alla maggiore tendenza del
deposito di placcatura alla formazione di
martensite “fresh” durante il raffreddamento finale a temperatura ambiente,
a seguito della ri-austenitizzazione
(parziale) della martensite originaria di
saldatura, favorita appunto da più lunghe
permanenze alla temperatura di PWHT.
Una soluzione interessante studiata per
ridurre la suscettibilità al “disbonding”
della placcatura dopo PWHT consiste
nell’applicazione di un secondo PWHT,
da effettuars i a bas s a tem p e r a t u r a
(indicativamente a 600 °C per 5 ore),
capace di rinvenire la quota di martensite “fresh” formatasi a seguito del
primo PWHT, minimizzando nel contempo la formazione di nuova martensite “fresh” dopo raffreddamento finale a
temperatura ambiente (successivo al
secondo PWHT a bassa temperatura).
Nei vari casi sperimentati, questa soluzione ha permesso di migliorare sensibilmente la resistenza al “disbonding” di
placcature con elettroscoria a nastro (sia
monostrato che a doppio strato).
Per prevenire/minimizzare la suscettibilità al “disbonding” possono essere
impiegati anche opportuni trattamenti
termici di deidrogenazione/degasaggio
delle apparecchiature placcate prima del
raffreddamento di “shut-down” (p.e. con
mantenimento della temperatura di
400 °C circa per 24 ore), sebbene l’effetto di riduzione della concentrazione
di idrogeno all’interfaccia, al termine
del periodo di degasaggio, sia limitato
(inferiore al 10%).
M. Mandina et al. - Processo di placcatura ad elettroscoria: applicazione e principali problematiche metallurgiche, ecc.
Weld sequence
(a) Longitudinal
Weld sequence
(a) Longitudinal
Weld sequence
(b) Transverse
Weld sequence
(b) Transverse
Figura 13 - Distribuzione delle tensioni
residue longitudinali e trasversali prima di
PWHT ottenuta con modello FEA (Finite
Element Analysis) di provini placcati con
processo ad elettroscoria a nastro [14].
2.5 Tensioni residue di placcatura
A causa delle significative differenze, in
termini di proprietà meccaniche e termiche tra il materiale inossidabile austenitico della placcatura e quello ferritico di
base, le tensioni residue di placcatura
sono presenti nella placcatura e nel sottostante materiale base, anche nel caso
di componenti placcati sottoposti a
PWHT.
La distribuzione ed entità delle tensioni
residue di placcatura dipendono, principalmente, dalla composizione chimica
della placcatura, dallo spessore della placcatura, dalla geometria del componente
placcato e dalla temperatura; in genere le
tensioni residue diminuiscono al crescere
della temperatura, potendo risultare trascurabili alla temperatura di esercizio del
componente nel caso in cui quest’ultima
coincida con la “cladding stress free temperature”. Per componenti sottoposti a
PWHT, il picco nella distribuzione delle
tensioni residue si registra tipicamente
all’interno della placcatura (ed è ragionevole assumere che sia pari al carico di
snervamento del materiale di placcatura,
pari a circa 300 MPa, a temperatura
ambiente), mentre sono praticamente trascurabili nel materiale base sottostante
(Figg. 13 e 14). Nel caso di componenti
non
sottoposti a PWHT
(p.e. nel caso di riparazioni della placcatura senza fusione del materiale base), le
tensioni residue possono interessare
anche il materiale base sottostante la placcatura, con maggiori rischi di formazione
di cricche sotto-placcato in esercizio.
Figura 14 - Distribuzione delle tensioni
residue longitudinali e trasversali dopo
PWHT ottenuta con modello FEA (Finite
Element Analysis) di provini placcati con
processo ad elettroscoria a nastro [14].
Per certi componenti placcati (p.e. bocchelli), la distribuzione delle tensioni
residue è tale che, in ragione dello spessor e e pos izione della placcatura,
possano esistere anche in materiale base.
Le tensioni residue di placcatura hanno,
in genere, influenza trascurabile sul
c omportamento a propagazione di
cricche sotto-placcato in componenti
che abbiano subito precedente PWHT; la
loro eventuale propagazione avviene in
direzione del materiale base, mentre la
placcatura non risulta essenzialmente
interessata. Tuttavia, in corrispondenza
dei bocchelli, le tensioni residue, presenti anche in materiale base, potrebbero
influenzare la valutazione di resistenza
alla frattura di cricche sotto-placcato.
3. Applicazione del processo di
placcatura ad elettroscoria
nella fabbricazione di reattori
ad alto spessore
Nell’ambito della placcatura di superfici
estese di ampia accessibilità e semplice
geometria, il procedimento di placcatura
ad elettroscoria (ESSC) ha trovato un
terreno applicativo particolarmente
fertile, grazie anche alla disponibilità di
materiali di consumo (nastri di larghezza
fino a 120 mm e flussi per saldatura ad
elevata velocità) che ne hanno aumentato drasticamente i benefici di produttività fino a tassi di deposizione orari di
circa 60 kg/h con i nastri di larghezza
maggiore.
Con specifico riferimento alla placcatura
di recipienti in pressione di spessore
elevato, l’interesse applicativo nei confronti di questa tecnologia di placcatura
è decisamente alto poiché, data la semplice geometria di pro d o t t o , p i ù
dell’80% dello sviluppo superficiale
interno può essere placcato mediante
nastratura ESSC tra cui principalmente:
• la superficie interna del corpo cilindrico (fasciame) con nastro di larghezza 9 mm in senso circonferenziale;
• la superficie interna dei fondi emisferici con nastro di larghezza 60 mm in
senso circonferenziale;
• la superficie interna di bocchelli di
dimensioni grandi (i.e. passi d’uomo)
con nastro di larghezza 30 mm.
Generalmente, la sezione cilindrica del
fasciame è posta in rotazione su opportuni rulli dotati di sistema antideriva
(atto a compensare l’effetto di “avvitamento” del pezzo dovuto al rotolamento
sulle coppie dei rulli portanti), il quale
dialoga con la slitta di movimentazione
assiale del corpo torcia, per garantire
una costante larghezza di sovrapposizione tra le due nas tra t ea d i a c e n t i
(Fig. 15).
Tale sovrapposizione, detta anche
“overlap”, deve essere continuativamente monitorata al fine di garantire la
corretta analisi chimica del deposito e
l’assenza di difetti operativi, quali incisioni marginali (dovute ad “overlap”
troppo limitato) oppure inclusioni di
scoria/incollature (dovute ad “overlap”
Riv. Ital. Saldatura - n. 5 - Settembre / Ottobre 2011 649
M. Mandina et al. - Processo di placcatura ad elettroscoria: applicazione e principali problematiche metallurgiche, ecc.
Nel caso invece
pros s ime alla linea di int e r f a c c i a
dell’esecuzione
tra materiale base e “weld overlay”
del riporto di
(Fig. 21).
placcatura s u
È comunque buona pras s i , p e r u n a
fondi emisferici,
robusta progettazione dell’applicazione
l’applicazione
di saldatura, selezionare i parametri di
risulta più diffisaldatura che influenzano direttamente
cile per la più
lo spessore totale del deposito inossidacomplessa geobile, in maniera tale da garantire che
metria di sistema
quest’ultimo, al netto della diluizione,
e le maggiori
risulti maggiore o almeno uguale allo
irregolarità superspessore minimo richiesto con analisi
ficiali associate
chimica garantita. In altre parole, è
al proces s o di
sempre consigliabile che esista un sovraformatura a caldo
spessore con analisi chimica garantita
delle
lamier
(Fig. 22) che agisca come margine di
di cui il fondo
compensazione per l’inevitabile variabiè
composto
lità di processo dovuta alle diverse con(Fig. 20). Anche
dizioni applicative tra saggio di qualifiin questo caso, il
cazione ed es ecuzione de l “ we l d
pezzo viene posto
overlay” sul componente di produzione.
in rotazione su di
Si consiglia un sovraspessore compreso
un posizionatore
nell’intervallo tra il 5% ed il 10% dello
bas culante che
spessore totale depositato.
garantisca continuativamente l’esecuIn funzione delle condizioni di esercizio
zione del riporto in posizione piana, per
e del tipo di fluido elaborato per cui l’apquanto maggiormente possibile. Questo
parecchio in pressione è progettato, tipiè il motivo per cui tipicamente l’applicacamente si specificano diversi requisiti
zione è limitata
a l l ’ut ilizzo di
na st ri di lar Incisione dovuta
a scarso
ghezza inferiore a
“overlap”
90 mm, maggiormente compatibili
con la curvatura
del fondo stesso.
Nastrata “n”
Nastrata “n+1”
Un altro parametro che influenza
positivamente la
produttività del
processo ESSC è
il basso rapporto
Figura 16 - Esempio schematico di incisione
di diluizione con
dovuta a scarsa sovrapposizione tra nastrate
il materiale base
adiacenti.
(10 ÷ 20% circa).
Ciò consente l’otIncisione di scoria/incollatura
tenimento, in un
dovuta ad eccessivo “overlap”
uni c o s trato, di
spessori deposit a t i c on analis i
chimica garantita
Nastrata “n+1”
Nastrata “n”
e congruente con
i requisiti tipici
de l materiale
richiesto (solitam e nt e il grado
316L
oppure
347), fino a
Figura 17 - Esempio schematico di
di st a n ze molto
inclusione di scoria/incollatura dovuta
Rotazione
del pezzo
Posizione
masse
Traslazione torcia
Figura 15 - Schema di posizionamento per
esecuzione del riporto ESSC a nastro con
tecnica circonferenziale su sezione cilindrica.
eccessivo), come evidenziato nelle
Figure 16 e 17.
P e r u n a o ttima le e se c uz i one de l l a
sovrapposizione, è importante inoltre
rispettare una determinata sequenza di
affiancamento tra una nastrata e quella
adiacente che deve tenere in considerazione alcuni fattori tra cui i seguenti:
• La natura intrinsecamente asimmetrica del procedimento ESSC e dei
fenomeni elettromagnetici che lo
a c c o mp a g n a n o. A que st o sc opo
risulta di importanza non trascurabile
l’utilizzo di opportuni elettromagneti
di compensazione come indicato
nella Figura 18 (noti anche come
“magnetizzatori” o “magnetic steering device”) che, se opportunamente
regolati (Fig. 19), aiutano a migliorare la forma del cordone, sviluppando forze di campo sulla scoria
liquida elettroconduttiva in direzione
ortogonale al senso di saldatura. Tali
sistemi si rendono necessari soprattutto in combinazione con nastri di
larghezza superiore a 60 mm, per i
quali le elevate correnti di placcatura
rendono i fenomeni di interazione
elettromagnetica agenti sul bagno
liquido decisamente più intensi.
• La direzione di placcatura che è funz io n e d e l s e n so di rot a z i one de l
pezzo, anche in relazione al posizionamento delle masse rispetto alla
torcia di saldatura (Figg. 15 e 20).
650 Riv. Ital. Saldatura - n. 5 - Settembre / Ottobre 2011
ad eccessiva sovrapposizione tra nastrate
adiacenti.
M. Mandina et al. - Processo di placcatura ad elettroscoria: applicazione e principali problematiche metallurgiche, ecc.
South
pole
Coll
North
pole
We
ld
po
ol
Current
Lorentz force
Magnetic field
Welding direction
Welding direction
Figura 18 - Principio di funzionamento del sistema
di compensazione magnetica su testa ESSC.
Figura 19 - Posizionamento del sistema di
compensazione magnetica su testa ESSC.
in te r min i d i spe ssore m i ni m o c on
analisi chimica garantita (Tab. I).
A questo se ne aggiunge poi un secondo
che riguarda il contenuto percentuale di
ferrite (delta) residua (normalmente specificato in termini di FN e misurato
quindi mediante ferritoscopio), allo stato
“come saldato”. Il limite minimo viene
specificato al fine di minimizzare le
potenziali problematiche di criccabilità a
“caldo”, legate alla solidificazione del
un bilanciamento di analisi chimica leggermente diverso per soddisfare in
maniera ottimale i requisiti descritti
nella Tabella II:
• un nastro in materiale maggiormente
legato (tipo “24.13LNb”) in Cr, Ni e
N b per bas s i s pes s o r i d i “ we l d
overlay” (fino a 4.8 mm totali);
• un nastro in materiale minormente
legato (tipo “21.11LNb”) in Cr, Ni e
Nb per spessori di “weld overlay”
maggiori (fino a 5.8 mm totali).
Una selezione errata, ed in particolare
invertita, dei nastri potrebbe infatti
portare, in funzione dei parametri di
processo, ad un deposito di placcatura
con:
• formazione di una fase magnetica di
non-equilibrio (fase martensitica).
Tale situazione si potrebbe generare
combinando l’utilizzo del nastro
meno legato tipo “21.11LNb” in concomitanza di spessori di deposito
ridotti. Nei casi più fortunati tale
situazione potrebbe limitarsi a produrre abbassamento della ferrite delta
residua fino a valori prossimi a zero e
conseguentemente aumentare il
rischio di insorgenza di fenomeni di
criccabilità a “caldo”;
• aumento del valore di ferrite delta
res idua fino a valo r i i n t o r n o a
15÷25 FN attraverso l’uso del nastro
tipo “24.13LNb” più legato, con conseguente calo delle caratteristiche
di resistenza alla corrosione del
bagno, mentre il limite massimo garantisce un deposito di placcatura con buone
caratteristiche di resistenza alla corrosione e buona duttilità, anche a seguito
dell’esposizione ai trattamenti termici di
fabbricazione (ISR e/o PWHT).
Nel caso specifico di riporti di placcatura in materiale 347, due tipologie di
nastri per placcatura (entrambi assimilabili alla classificazione AWS A5.9
“EQ309LNb”) sono state sviluppate con
Rotazione
del pezzo
Posizione
masse
Traslazione torcia
Figura 20 - Schema di posizionamento per esecuzione riporto ESSC a nastro su fondo
emisferico con tecnica circonferenziale.
Riv. Ital. Saldatura - n. 5 - Settembre / Ottobre 2011 651
M. Mandina et al. - Processo di placcatura ad elettroscoria: applicazione e principali problematiche metallurgiche, ecc.
Superficie esterna del
riporto di placcatura
% in peso
Linea di fusione
Cr [% in peso]
Ni [% in peso]
Nb [% in peso]
Distanza da linea di fusione [mm]
Figura 21 - Andamento tipico della concentrazione degli elementi di lega principali di un
deposito ESSC con nastro tipo “21.11.LNb” in funzione della distanza dalla linea di fusione.
riporto e possibilità di fenomeni di
fragilizzazione, accentuati dopo
esposizione a trattamento termico
(PWHT e/o ISR).
A titolo esemplificativo, per il primo dei
suddetti scenari, si riportano i risultati di
una simulazione eseguita in laboratorio
in cui un riporto di 3.7 ÷ 4 mm totali è
stato eseguito mediante l’utilizzo di
nastro tipo “21.11LNb”. Avendo ottenuto un rapporto di diluizione pari a
mediamente il 20% a seguito del ridotto
spessore, è stato misurato, mediante ferritoscopio, un valore medio di FN pari a
16 con picchi massimi fino a 25 FN. Tale
lettura è fortemente condizionata dalla
Figura 22 - Sezione macrografica di una nastrata eseguita mediante ESSC (nastro da 60 mm).
presenza di una fase magnetica di non
equilibrio (martensite) evidenziata da
successivi esami micrografici (Fig. 24) e
di durezza ( 300 ÷ 350 HV10).
Ad ulteriore conferma, dalla simulazione mediante il diagramma previsionale di Schaeffler (Fig. 23) si otteneva
una struttura metallurgica attesa trifasica, di cui soltanto un 5% circa formata
da ferrite delta.
Il procedimento ESSC ha permesso di
conseguire qualificazioni di procedure
di saldatura a strato singolo (monostrato), realmente impiegate nella
costruzione di apparecchi in pressione,
conformi ai requisiti di ferrite specificati
nella Tabella I, fino a spessori di “weld
overlay” con analisi chimica garantita
fino a 4.5 mm. È ragionevole supporre di
poter ulteriormente estremizzare tale
applicazione fino ad ottenere spessori di
analisi chimica garantita massimi di
5 mm, compromettendo tu t t a v i a i l
margine di robustezza di una corretta
progettazione di saldatura monostrato.
Quando il requisito progettuale circa la
profondità di analisi chimica garantita
aumenta addirittura oltre i 5 mm, resta
teoricamente ipotizzabile l’impiego del
procedimento ESSC con tecnica doppio
strato (bistrato).
Se da un punto di vista
strettamente operativo
la tecnica doppio strato
non differisce sostanzialmente d a q u e l l a
monostrato, da un punto
di vista metallurgico
aumenta inv e c e i l
rischio di criccabilità da
riscaldo sotto-placcato,
peraltro già presente
nella zona sottostante
la s ovrapp o si z i o n e
TABELLA I - Requisiti tipici applicabili a riporto di placcatura ESSC.
Spessore totale
depositato min
[mm]
Spessore min con analisi
chimica garantita
[mm]
Sovraspessore max con
analisi chimica garantita
[mm]
Contenuto ferrite
magnetica residua
[FN]
≅ 4.8
3.2
0.3
3 ÷ 10
≅ 5.8
4.2
0.3
3 ÷ 10
TABELLA II - Analisi chimica tipica dei nastri impiegati per ESSC secondo AWS A5.9 EQ309LNb.
Tipo di
nastro
C
Mn
Si
Cr
Ni
Mo
Nb
Cu
N
24.13.LNb
0.016
1.98
0.29
23.94
12.51
0.08
0.74
0.06
0.035
21.11.LNb
0.008
1.66
0.16
21.04
10.98
0.10
0.49
0.05
0.035
652 Riv. Ital. Saldatura - n. 5 - Settembre / Ottobre 2011
M. Mandina et al. - Processo di placcatura ad elettroscoria: applicazione e principali problematiche metallurgiche, ecc.
Figura 23 - Strutture metallurgiche attese mediante analisi previsionale eseguita secondo
diagramma di Schaeffler - nastro tipo “21.11LNb” con spessore totale depositato pari a
3.7 ÷ 4 mm (rapporto di diluizione del 25%).
(overlap) tra le due nastrate adiacenti del
monostrato.
Tale fenomeno si verifica nella zona termicamente alterata del materiale base ed
è principalmente associato alla concomitanza di tre fattori:
• tensioni residue di saldatura (Fig. 25)
proporzionali allo spessore totale
depositato di “weld overlay” ed
accentuate, a parità di spessore, dalla
tecnica di deposizione in più strati;
• sensibilità intrinseca del materiale
base al fenomeno per cui acciai bassolegati modificati al vanadio (tipicamente 2¼Cr-1Mo-¼V) risultano
penalizzati dalla presenza di quest’ultimo;
Figura 24 - Micrografia di un deposito ESSC
con nastro tipo “21.11LNb” di insufficiente
spessore. Presenza di struttura martensitica.
• zona a grano ingrossato dovuta all’alterazione termica del processo di saldatura nel materiale base (Fig. 26).
Nella maggioranza dei casi le cricche da
riscaldo sono catalizzate dai trattamenti
termici di fabbricazione che, nel caso di
reattori di elevato spessore in Cr-Mo-V,
possono essere di due tipi:
• trattamento termico distensionale,
detto anche “Intermediate Stress
R elief (IS R)”, condotto a circa
650 ÷ 675 °C per 4 ore;
• trattamento termico di rinvenimento,
detto anche “Post Weld Heat Treatment (PWHT)”, condotto a circa
700 ÷ 720 °C per 8 ore.
Per le motivazioni sopracitate spesso ci
si riferisce a questo fenomeno più propriamente come “Underclad stress relief
cracking” o, più s emp l i c e m e n t e ,
“UnderClad Cracking (UCC)”.
Le UCC hanno carattere intergranulare e
sono orientate trasversalmente alla direzione della massima componente di tensione residua e interessano esclusivamente la ZTA. Si originano a partire
dalla linea di fusione che demarca il
confine tra riporto di placcatura e materiale base e penetrano all’interno di quest’ultimo in modo variabile, con profondità che vanno da pochi decimi fino a
2 ÷ 3 mm. Una loro peculiarità è quella
di non essere un fenomeno sporadico,
bensì di manifestarsi in forma seriale
e consecutiva con un passo tendenzialmente regolare di pochi millimetri
(Fig. 27).
Non è difficile comprendere la pericolosità del fenomeno UCC in relazione alla
loro formazione in una zona estremamente critica del reattore (interfaccia tra
materiale base e riporto di placcatura),
laddove infatti, a seguito dell’esercizio
dell’apparecchio, la concentrazione di
idrogeno risulta essere massima (Fig. 1)
nelle fasi di “shut-down”.
Ne consegue la necessità di sviluppare
opportune tecniche di controllo non
distruttivo, finalizzate ad accertarne la
presenza con un livello di affidabilità
estremamente alto. A questo scopo,
l’esame più efficace è decisamente
il controllo ultrasonoro, la cui trattazione
è rimandata per maggiori dettagli al
punto 4.
Figura 25 - Andamento qualitativo delle
tensioni residue di un riporto ESSC nella
direzione di saldatura di una sezione
cilindrica.
Riv. Ital. Saldatura - n. 5 - Settembre / Ottobre 2011 653
M. Mandina et al. - Processo di placcatura ad elettroscoria: applicazione e principali problematiche metallurgiche, ecc.
10÷15 mm
ZTA
Cricche
sottoplaccato
Figura 26 - Zona termicamente alterata di un
acciaio SA336F22V riportato mediante
procedimento ESSC con nastro da 90 mm Dimensione grano “1 ÷ 2” secondo ASTM
E112 (ingrandimento 100X - attacco acido
picral10).
4. Controllo con ultrasuoni della
placcatura ad elettroscoria:
procedure e criteri
d’accettabilità applicabili
Oltre a quanto già richiesto sui talloni di
qualifica, il “weld overlay” è sottoposto
a diversi controlli durante le fasi costruttive, alcuni dei quali vengono ripetuti
anche dopo il trattamento termico finale
e dopo la prova idraulica.
I controlli sul “weld overlay” possono
essere divisi in due gruppi, quelli superficiali e quelli volumetrici.
Appartengono alla prima famiglia, il
controllo con liquidi penetranti, il controllo visivo, la verifica della ferrite con
strumento magnetico e la verifica dell’analisi chimica tramite strumento portatile ad emissione ottica o a raggi X/γ,
mentre fanno parte del secondo gruppo i
controlli ultrasonori e la verifica distruttiva del deposito, tramite asportazione di
truciolo e successiva analisi chimica.
Di seguito saranno approfondite alcune
tematiche riguardanti il controllo ultrasonoro, sia quello tradizionale sia quello
finalizzato alla ricerca di cricche da
riscaldo sotto-placcato, la discontinuità
sicuramente più complessa da rilevare
per dimensione, posizione, orientamento
e modalità di comparsa.
I controlli ultrasonori tradizionali sul
“weld overlay” prevedono l’impiego di
sonde longitudinali a 0° con scansioni
preferibilmente dalla superficie esterna,
in quanto la superficie placcata nelle
654 Riv. Ital. Saldatura - n. 5 - Settembre / Ottobre 2011
Direzione di
saldatura
Figura 27 - Modello schematico di cricche
sotto-placcato da riscaldo - Localizzazione
delle zone di sensibilità al fenomeno con
tecnica monostrato e bistrato.
condizioni di “come saldato” presenta
una rugosità superficiale non sempre
compatibile con un buon accoppiamento
da parte delle sonde. La scansione normalmente riguarda l’intera superficie
esterna, anche se in alcuni casi, come
indicato dall’API 934 [16], sono richiesti solo controlli a campione lungo
4 strisce di larghezza circa 80 mm per
l’intera lunghezza del reattore.
Per la taratura del sistema, è possibile
seguire due diverse soluzioni: la taratura
con eco di fondo oppure l’impiego di
fori a fondo piatto.
Il primo metodo è quello più semplice
ed utilizzato in quanto non richiede l’impiego di blocchi di taratura.
Inoltre alcune norme di prodotto come
l ’API 934, facendo riferimento
all’ASME SA 578, lo richiedono esplicitamente.
Per la taratura con i fori a fondo piatto
sono invece necessari blocchi riferimento
con fori praticati fino all’interfaccia tra
materiale base e placcatura. Per le dimensioni del riflettore, si fa normalmente
riferimento all’ASME V Articolo 4
Figura T-434.4.3 [15] che rappresenta un
foro a fondo piatto di 10 mm di diametro.
Le discontinuità rilevabili con questo
controllo sono principalmente quelle
orientate in modo parallelo alla superficie di scansione, come gli eventuali scollamenti della placcatura. La tecnica consente anche di individuare e riconoscere
facilmente le inclusioni di scoria allungate, in corrispondenza delle sovrappo-
sizioni tra nastrate, la discontinuità più
comune nelle placcature a nastro.
Prima di descrivere le modalità di controllo per la ricerca di cricche da riscaldo
sotto-placcato è bene ricordare alcune
delle tipicità di questa discontinuità che
ci aiuteranno nella caratterizzazione dei
segnali ultrasonori.
Le cricche da riscaldo sotto-placcato si
manifestano nel materiale basso legato
ed hanno origine all’interfaccia con l’acciaio inossidabile. L’orientamento è trasversale alla direzione di saldatura e perpendicolare alla superficie saldata.
Sebbene la causa di questo fenomeno sia
da ricercarsi nella chimica del materiale
base, i depositi a nastro e i multistrati,
aumentando i valori delle tensioni
residue, incrementano la probabilità che
le cricche si manifestino.
Come si evince dal nome stesso, le
cricche da riscaldo si generano dopo il
primo trattamento termico a temperature
superiori a 500 °C, pertanto i controlli
prima di qualsiasi trattamento risultano
inefficaci.
Nonostante ciò, durante i controlli ultrasonori tradizionali eseguiti prima del
trattamento per la ricerca di altre discontinuità tipiche del processo di saldatura,
come mancate aderenze o inclusioni di
scoria, è consigliabile eseguire alcune
scansioni nelle modalità che vedremo in
seguito per valutare l’entità del rumore
di fondo e fissare il cosiddetto punto
“zero” del controllo che verrà eseguito
successivamente.
M. Mandina et al. - Processo di placcatura ad elettroscoria: applicazione e principali problematiche metallurgiche, ecc.
Per tutte le superfici con “weld overlay”
sottoposte a trattamento termico intermedio (ISR) è fortemente consigliato il
controllo dopo ISR, ma prima del trattamento distensionale (PWHT); eventualmente è possibile ripetere il controllo, in
a lc u n e d i q u est e a re e , a nc he dopo
PWHT per scongiurare la possibilità che
il trattamento distensionale a temperature leggermente superiori rispetto a
q u e llo in te r m e di o possa ge ne ra re
discontinuità che quest’ultimo non ha
generato; va comunque sottolineato che
una tale ipotesi è rigettata dalle principali teorie sul fenomeno delle cricche da
riscaldo.
Per le superfici che non subiscono alcun
ISR prima del PWHT finale, il controllo
dovrà necessariamente essere eseguito
per la prima volta dopo PWHT. Per limitare i rischi connessi a tale sequenza, è
preferibile impiegare, per queste superfici, tecniche di saldatura ritenute intrinsecamente sicure, anche se a basso rendimento.
Considerati gli spessori in gioco, il controllo ultrasonoro risulta efficace solo se
condotto dall’interno (superficie placcata) utilizzando sonde a doppio cristallo ed onde longitudinali, adatte ad
ispezionare materiale austenitico.
Il controllo non richiede una lavorazione
di macchina del “weld overlay”, ma è
necessaria una molatura per asportare le
creste di saldatura e ottimizzare l’accoppiamento della sonda. Naturalmente
anche il tallone di calibrazione, di cui si
parlerà più avanti, dovrà avere una preparazione superficiale analoga.
Poiché l’orientamento delle cricche è
perpendicolare alla superficie di scansione, la rilevabilità risulta buona se
l’angolo di emissione della sonda è
almeno 70°.
U n ’ a ltr a d iffi c ol t à de l c ont rol l o è
causata dal rumore di fondo generato
dall’acciaio austenitico, pertanto, oltre
all’impiego di frequenze non superiori a
2 MHz, anche la focalizzazione della
sonda all’interfaccia tra materiale base e
“weld overlay” risulta fondamentale nell’ottimizzazione del controllo.
Come riferimento per la calibrazione
deve essere impiegato un campione
saldato con il medesimo processo utilizzato in produzione, praticando un foro
laterale di 1.5 mm di diametro all’interfaccia tra i due materiali, così come
richiesto dal codice ASME sezione
V A rticolo 4
(Fig. 28). La preparazione superficiale del tallone
de ve
es s ere
analoga a quella
della superficie
c ontrollata. S i
consiglia sempre
di eseguire, sul
tallone di calibrazione, le tarature
nei due sensi e di
verificare che la
di fferenza tra i
segnali ottenuti
dal foro di riferim e nto s ia inferiore a 2 dB.
Differenze superi ori pos s ono
essere causate da
un foro non regolare o dalla superficie di scansione non omogenea e
pertanto richiedono un ulteriore condizionamento superficiale o l’esecuzione
di un nuovo tallone.
Dal momento che le cricche da riscaldo
sono un difetto metallurgico dovuto prevalentemente al materiale base, è ragionevole eseguire un controllo a campione. Un valido criterio è quello di
selezionare quattro strisce poste a 90°
l’una dall’altra per ognuna delle parti
principali saldate con “weld overlay”
(virola, fondo e ripristino in corrispondenza delle saldature circolari).
La larghezza di ogni fascia può essere
compresa tra 200 e 500 mm circa.
Inoltre, la scelta del campione dovrà
garantire che tutti i processi di saldatura
ut i lizzati per il riporto con “w eld
overlay” (ESSC, SASC, SMAW) siano
testati.
Poiché le cricche da riscaldo sotto-placcato hanno orientamento trasversale, è
preferibile eseguire in ogni fascia le
scansioni nelle due direzioni, una in
senso orario e l’altra in senso antiorario;
tale pratica è fortemente consigliata
sebbene i difetti non abbiano una inclinazione significativa rispetto alla superficie placcata e pertanto i risultati delle
due scansioni non dovrebbero differire
tra loro.
La scansioni devono essere eseguite con
velocità sensibilmente inferiore rispetto
a quella che normalmente si segue per i
Figura 28 - Tallone di calibrazione.
controlli ultrasonori manuali (è preferibile non superare i 50 mm/s).
Per ogni fascia, il controllo si esegue al
100% della superficie, con particolare
riguardo alle zone di sovrapposizione tra
nastrate dove le tensioni di ritiro risultano maggiori per l’effetto combinato
dei due depositi adiacenti.
Nella procedura di controllo si dovrà
inoltre specificare che, qualora il controllo a campione rilevi difetti tipo
cricche da riscaldo sotto-placcato,
l’ispezione dovrà essere estesa al 100%
del componente ispezionato.
Durante la fase preliminare del controllo, è importante verificare l’entità del
rumore di fondo generato dalla matrice
austenitica. Il valore medio è determinato eseguendo scansioni in tutte le direzioni (trasversale, longitudinale e inclinata). Normalmente il valore del segnale
risulta tra il 5 e il 15% del riferimento e
di questa soglia si terrà conto quando
dovremo definire il confine tra i segnali
significativi, e quindi investigabili, e i
segnali non rilevanti, e quindi trascurabili.
Va inoltre chiarito un altro aspetto sulla
finalità dell’ispezione. Il controllo ultras onoro per la ricerca d i c r i c c h e d a
riscaldo sotto-placcato è un controllo
qualitativo e non quantitativo. In altre
parole lo scopo non è quello di rilevare
tutte le cricche eventualmente presenti
(questo tra l’altro non sarebbe possibile
Riv. Ital. Saldatura - n. 5 - Settembre / Ottobre 2011 655
M. Mandina et al. - Processo di placcatura ad elettroscoria: applicazione e principali problematiche metallurgiche, ecc.
in quanto le dimensioni dei difetti sono
variabili ad arrivano anche ad essere di
pochi mm e quindi difficilmente rilevabili), ma di capire se il fenomeno è o non
è presente.
La parte più delicata e complessa del
controllo è la caratterizzazione dei
segnali.
Come si è visto precedentemente, sono
da prendere in considerazione solo i
segnali che emergono chiaramente dal
rumore di fondo: a questo scopo si può
fissare una soglia di investigazione assoluta (per esempio 20-30% del riferimento) oppure una soglia relativa (specificando che solo i segnali con un
rapporto rispetto al rumore di fondo
superiore a 2:1 saranno analizzati).
Secondariamente, poiché siamo interessati solo a indicazioni raggruppate
(cluster), è necessario stabilire un criterio per la definizione di segnale isolato.
Per esempio potremmo dire che non
sono significativi segnali che distano più
di 50 o 100 mm uno dall’altro.
Infine, quando viene individuata una
sequenza di segnali non isolati e superiori al livello di investigazione, bisogna
stabilire un criterio per la definizione di
segnale trasversale e planare. Per questa
definizione ci possiamo avvalere del
supporto della norma EN 1713 affermando che, se la differenza tra il segnale
con scansione trasversale e il segnale
con scansione longitudinale di uno
stesso riflettore è maggiore di 9 dB, il
riflettore è da considerarsi trasversale e
planare. Tale definizione presuppone,
ovviamente, che le due scansioni siano
eseguite nelle medesime condizioni,
cioè con la stessa sonda e con la stessa
preparazione superficiale. L’applicazione di questo principio presenta due
criticità: la prima è proprio la preparazione superficiale, trattandosi di nastrate
o placcature a filo la condizione di uniformità si può realizzare solo molando a
liscio la placcatura con il rischio di
creare zone di sottospessore del “weld
overlay”; la seconda è la presenza del
rumore di fondo, per cui se il segnale in
senso trasversale è appena al di sopra
della soglia di investigazione, potremmo
trovarci nelle condizioni di dover valutare, in senso longitudinale, un segnale
che non può essere distinto dal rumore di
fondo.
Se le condizioni superficiali o l’intensità
del segnale non consentono una sicura
656 Riv. Ital. Saldatura - n. 5 - Settembre / Ottobre 2011
caratterizzazione delle indicazioni, è
necessario utilizzare altre sonde con
angoli di incidenza e focalizzazioni
diverse. In ultima istanza, se le tecniche
non distruttive non sono sufficienti a
scongiurare la presenza di cricche, è
consigliabile rimuovere lo strato di
“weld overlay” fino all’interfaccia con il
materiale base ed eseguire un controllo
superficiale, preferibilmente MT in corrente alternata con polveri fluorescenti
in sospensione liquida.
Con il controllo superficiale all’interfaccia con il materiale base, saremo in
grado di capire se la sequenza di segnali
individuati con gli ultrasuoni era causata
da una serie di cricche o da altre discon-
tinuità tipiche del processo ESSC o
SASC, come inclusioni di scoria in corrispondenza della sovrapposizione tra
passate adiacenti, dovute ad una non
corretta eliminazione del l a sc o r i a
durante la saldatura oppure ad un riporto
eseguito su una superficie fuori bolla.
5. Conclusioni
Nella costruzione di reattori (in acciaio
al Cr-Mo modificato al vanadio), eserciti
ad alta temperatura e ad alta pressione di
idrogeno, è richiesta una placcatura
interna in acciaio inossidabile austenitico (tipicamente del tipo AISI 347)
Bibliografia
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Hydrogen Reactors during Service and during Shutdown», WRC Bulletin 534.
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Products: the influence of microstructure», WRC Bulletin 534.
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[12] Casciaro C., Olive M.: «Hydrogen Diffusion and Distribution in Weld-clad
fabricated Products with special reference to Disbonding», Welding
International 1993 - Vol. 7.
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Nuclear Components», SKI Report - June 2006.
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the Cladding and J-weld in Reactor Pressure Vessel Head for the assessment
of PWSCC Behaviour», Journal of Advanced Maintenance, Vol. 2/2010.
[15] ASME Boiler & Pressure Vessel Code, Section V & Section VIII.
[16] API RP 934 Materials and Fabrication Requirements for 2¼Cr-1Mo and
3Cr-1Mo Steel Heavy Wall Pressure Vessels for High Temperature, High
Pressure Hydrogen Service - 2010.
M. Mandina et al. - Processo di placcatura ad elettroscoria: applicazione e principali problematiche metallurgiche, ecc.
capace di garantire maggiore resistenza
a corrosione nei confronti del fluido processato (idrocarburi da desolforare).
Nel presente articolo è descritta l’applicazione del processo di placcatura
ad elettroscoria a nastro (ESSC) per
l’esecuzione di riporti interni e ripristini
di placcatura (monostrato e doppio
strato) sulle varie parti di composizione
(virole, fondi e bocchelli) di reattori
in 2¼Cr-1Mo-¼V.
Nella prima parte dell’articolo è riportata una panoramica sugli aspetti metallurgici, sulle problematiche di criccabilità (da solidificazione e da idrogeno, da
riscaldo sotto-placcato e da “Hydrogen
Induced Disbonding”) e sulle tensioni
residue di placcatura, connessi con il
processo ESSC.
Nella seconda parte dell’articolo è
fornita ancora una panoramica sugli
aspetti applicativi e operativi del proc e s s o ES S C , nonc hé sul c ont rol l o
mediante ultrasuoni dei relativi riporti di
placcatura, con particolare riferimento
alla ricerca di difetti sotto-placcato.
Marcello MANDINA, laureato in Ingegneria Meccanica presso l’Università
di Genova nel 1994. Funzionario dell’Istituto Italiano della Saldatura dal
1995; attualmente è Responsabile del Settore CAL - Assistenza Tecnica
Attrezzature e Impianti in Pressione dell’ IIS SERVICE. Svolge attività di
ispezione ed assistenza tecnica nel campo delle strutture saldate,
con particolare riferimento alla fabbricazione, controllo e riparazione di
apparecchiature e sistemi in pressione.
Marco MAGNASCO, laureato in Ingegneria Meccanica presso l’Università di
Genova nel 2002, ha lavorato dal 2003 al 2006 per la Lincoln Electric di
Genova come responsabile tecnico dei materiali d’apporto per saldatura.
Dal 2007 è dipendente della GE Oil & Gas Nuovo Pignone - Massa dove ha
ricoperto fino al 2009 il ruolo di ingegnere della saldatura all’interno della
cella di fabbricazione “reattori”. Dal 2010 ad oggi gestisce, in qualità di
responsabile tecnico, il gruppo di ingegneria della saldatura per
GE Oil & Gas divisione “Turbomachinery” comprendente diversi prodotti tra
cui principalmente reattori, scambiatori, compressori e turbine.
Giovanni ZAPPAVIGNA, laureato in Fisica presso l’Università di Genova nel
1991, ha lavorato dal 1993 al 1998 per la CMC di Genova come Esperto
Qualificato e Responsabile Garanzia di Qualità nei più importanti cantieri,
sia in Italia che all’estero. Dal 1998 è dipendente della GE Oil & Gas Nuovo
Pignone - Massa dove è stato responsabile del Controllo Qualità per le
attività di Caldareria, all’interno dello stabilimento e presso i principali
fornitori. Al momento ricopre il ruolo di III livello nei metodi UT, RT, MT, PT
e VT e responsabile NDE per tutto il gruppo GE Oil & Gas.
Riv. Ital. Saldatura - n. 5 - Settembre / Ottobre 2011 657
Il Dau: una unità di misura dell’efficienza
di processo nel taglio, saldatura,
microforatura e trattamenti termici
superficiali a laser - 3ª Parte Efficienza di Processo
G. Daurelio *
Sommario / Summary
Per la microforatura a laser non esiste al momento una unità
di misura che quantifichi l’efficienza di questo processo, per
qualsiasi tipo di laser, usato per la produzione di micro-fori
(“ciechi”, “passanti”, “diritti” o “inclinati”) e per qualunque
materiale utilizzato. I parametri soliti, misurati in ambito
della microforatura a laser, sono Altezza del micro-foro, Diametro del micro-foro (in ingresso e uscita), Aspetto di Forma
(Rapporto di Forma) - (altezza / diametro), Diametro medio
in ingresso e uscita, Cilindricità (diametro medio di ingresso /
diametro medio di uscita), Ellitticità del diametro (in ingresso
o uscita). Detti parametri forniscono molte informazioni per
quanto riguarda la forma e la geometria dei micro-fori, ottenuti rispetto a quanto richiesto. In questo lavoro sperimentale, alcuni nuovi parametri quantitativi sono stati studiati e
sperimentati per individuare, valutare e caratterizzare tutti i
test di microforatura.
Così, una unità di Efficienza di Processo per la microforatura
a laser, prima il Daud (1 Daud E = μm/mJ poi 1 Daud V
= μm 3/mJ ), fu individuata e proposta per detto processo.
In questo lavoro, per esempio, sono riportati e valutati alcuni
risultati ottenuti su molti diversi metalli, leghe e acciai, utilizzando un laser a Nd-YAG. È stato scelto ed adottato un processo (laser percussion drilling) di microforatura a percussione, che è stato impiegato su: alluminio e sue leghe, rame e
sue leghe, leghe di titanio, acciaio al carbonio, acciaio al
silicio, acciaio zincato, acciaio inossidabile, acciaio stagnato
(banda stagnata), laminetta di tungsteno e carburo di silicio
sinterizzato (SiC).
Gli spessori sperimentati per il rame e le sue leghe vanno dai
50 ai 500 μm mentre per l’alluminio e le sue leghe dai 70 ai
1000 μm. Infine, a proposito dell’efficienza, è stata definitivamente discussa e proposta, come unità di misura, il Dau
(mm3/kJ), dimostrando che la stessa unità può essere validamente applicata per tutti i processi a laser, quali la saldatura,
la microforatura (o foratura), il taglio e tutti i trattamenti
termici superficiali.
*
For L. B. D. - Laser Beam Drilling (or Micro-Drilling) does
not exist some measurement unit that carries out the efficiency
of this process. All this for any type of laser used to produce
micro-holes (“blind drills”, “passing holes” as well “straight
and tilted holes”). The usual parameters, measured on the
micro-drill, such as Drill Height, Drill Diameter (on input and
output), Aspect Ratio (height / diameter), Average Input and
Output Diameters, Cylindrical Shape (Average Input Diameter / Average Output Diameter), Ellipticity (on the input or
output) furnish many information regarding the correct shape
and geometry of the micro-drill obtained compared to one
requested. In this experimental work and paper, some new
quantitative parameters have been carried out to detect, evaluate as well as characterize the micro-drilling tests.
So, a Laser Beam Drilling Efficiency Unit, the Daud
(1 DaudE = μm/mJ before and 1 DaudV = μm 3/mJ after) were
furnished as a quantitative parameter for the micro-drilling
process. In this paper, for example, some results obtained on
some different metals, alloys and steels by using a Nd-YAG
Laser are considered and evaluated. A laser percussion
micro-drilling process have been tested on aluminium and its
alloys and on Cu and its alloys.
The thicknesses tested for Al alloys ranging from 70 to
1000 μm and from 50 to 500 μm for Cu and its alloys.
Different Ti alloys, carbon steel, silicon steel, tinned steel,
galvanized Zn steel, stainless steels, tungsten sheet and sinterized SiC were also tested. At the end, regarding the process
efficiency, the use of the Dau, as an unique measurement unit
(in mm 3 /kJ), for the welding, drilling, cutting as well as
surface treatments by laser has been discussed and proposed.
Keywords:
Aluminium; aluminium alloys; CO 2 lasers; drilling;
efficiency; laser cutting; laser welding; nonferrous metals;
process procedures; steels; titanium; titanium alloys; units of
measurement; YAG lasers.
Dipartimento di Fisica - Università e Politecnico di Bari.
Riv. Ital. Saldatura - n. 5 - Settembre / Ottobre 2011 659
G. Daurelio - Il Dau: una unità di misura dell’efficienza di processo nel taglio, saldatura, microforatura e trattamenti termici, ecc.
N.d.R. - La prima e la seconda parte
del presente articolo sono state
pubblicate rispettivamente sui
numeri 2/2011 e 3/2011.
Introduzione
Questo lavoro sulla Unità di Misura,
il Dau, è stato suddiviso e pubblicato in
3 parti, di cui:
• la 1^ inerente la saldatura a laser;
• la 2^ pertinente la microforatura a
laser e le applicazioni industriali;
• la 3^, quella conclusiva, che tratta e
discute sull’efficienza di processo;
quindi l’applicazione corretta e possibile della Unità di Misura Dau sia per
il processo di saldatura che per quello
di microforatura.
Inizialmente il Dau, molti anni fa, fu
pensato e applicato solo al processo di
saldatura, dapprima nell’ambito del
DA.LU. Model, come parametro WE
( We ld in g Eff ic i e nc y) i n m m 3 / kJ,
poi definitivamente acclarato come
1 Dau = mm3/kJ, nel Settembre 2004.
Si vedrà, nel seguito, che lo stesso concetto è stato applicato per l’efficienza
del processo di microforatura, dapprima
con una unità 1 DaudE = μm/mJ, poi con
una unità 1 DaudV = μm 3/mJ, per giungere alla definitiva decisione che si trattava di diversificare le dovute grandezze
fisiche coinvolte ma con l’applicazione
d e lla s te s s a u ni t à di m i sura , i l
1 Dau = mm3/kJ.
Infine, studiando al meglio detta problematica, si è giunti alla conclusione che la
stessa unità Dau potesse essere una unica
unità di misura della efficienza di processo, non solo per i 2 processi, di cui
sopra, ma addirittura anche per i processi
di taglio e tutti quelli di trattamento
termico superficiale (indurimento, alligazione, riporto, rinvenimento, rifusione,
tempra), pur con diverse grandezze
fisiche, definite processo per processo.
Microforatura: risultati,
discussione ed efficienza
Nella 2^ parte del lavoro, tutti i materiali, da sottoporre a sperimentazione di
microforatura a laser, sono stati preventivamente assoggettati a misure di A%
660 Riv. Ital. Saldatura - n. 5 - Settembre / Ottobre 2011
(assorbimento percentuale) della radiazione laser, nel range di λ da 300 a
1200 nm. In particolare le indagini più
esaustive sono state condotte a1064 532 e 355 nm, corrispondenti ad un laser
Nd-YAG, come 1^, 2^ e 3^ armonica.
In tal modo ogni materiale ha ottenuto
una certa ed univoca Carta di Identità
circa la sua A% versus i diversi tipi di
sorgenti laser e le relative λ, quindi si
possono trarre delle esatte, anche se non
completamente esaustive, valutazioni in
merito alla tipologia di laser per un certo
materiale e per un certo processo a laser.
In questa 3^ parte, di seguito, si riportano e commentano i risultati ottenuti in
merito alla microforatura di tutti questi
materiali.
Tutte le prove sperimentali sono state
effettuate con la tecnica di foratura laser
a percussione. Un raggio laser, una luce
verde, seconda armonica di una sorgente
Nd-YAG, è stata concentrata sulla superficie da microforare. Secondo lo spessore della lamiera e la profondità di
penetrazione (PD) da raggiungere per il
foro è s tato impiegato un s ingolo
impulso o 2 Hz o 10 Hz come frequenza
di ripetizione, durante un tempo di interazione prefissato, tra il fascio laser materiale. In seguito i test sono stati
assoggettati ad esame visivo con un
microscopio stereo o metallografico,
i nt e rc onnes s i, via s oftw are, ad un
si st e ma di vis ione di immagini, di
misura e acquisizione (tipo LIM-Lucia),
prodotto da Nikon.
L’obiettivo primo della ricerca era
quello di produrre micro-fori ciechi, passanti, diritti e inclinati, nel range da 500
a 25 micron di diametro, giocando sulla
posizione relativa del fascio laser focalizzato, il suo diametro e la profondità di
fuoco di una lente convergente, planoconvessa, con 60 mm di lunghezza
focale. Nessun problema è stato riscontrato per la produzione di tutti i tipi di
microforature richiesti, anche se molti
test sono stati effettuati senza ottenere
micro-fori di uscita, di diametro inferiore a 100 μm.
Per ottenere micro-fori nel range da
100 μm a 25 micron, era necessario utilizzare:
• un fascio laser a struttura modale di
tipo TEM 00
• una laminetta a ¼ λ
• un Beam Expander Galileano, con un
rapporto variabile
• una lente a doppietto, di cui una tipo
Flint e l’altra di tipo Crown, in modo
da ridurre l’aberrazione sferica e
coma.
In questo lavoro sperimentale, l’adozione del sopra citato set-up sperimentale non era pos s ibile. P er q u a n t o
riguarda la geometria e la forma (circolare o ellittica) del foro, un peso particolare assume la forma del fascio laser, in
entrata sulla lente di messa a fuoco, che
poi deve produrre la forma dello spot
laser focalizzato. La forma del microforo ottenuto è la “immagine speculare”
dello spot focale. Quando lo spessore da
microforare è molto sottile (inferiore a
100 μm), è necessaria una certa rigidità
del componente o la lamina da microforare; infatti, se ciò non avviene, è possibile e molto più probabile ottenere una
forma del foro, non circolare, ma a
forma di “otto”, prodotto in orizzontale
o in verticale (8 o ∞) rispetto alla direzione del fascio laser. Ciò è dovuto alla
vibrazione del pezzo da lavorare durante
il processo di microforatura, sottoposta
ad un treno di impulsi laser ad una certa
frequenza.
Tutte le prove sono state effettuate applicando i seguenti parametri di lavoro
per le due frequenze di ripetizione
(2 o 10 Hz):
• λ 2 532 nm - Ø spot focale ≈ 40 ÷ 60
micron - E = 150 mJ / i m p u l so durata impulso 11 ns - Pp (Potenza di
picco) = 13.6 MW - De (densità di
energia) = 11.5 ÷ 5.4 kJ/mm 2 - Pm
(Potenza media) 300 mW per 2 Hz e
1500 mW per 10 Hz - Dp (densità di
potenza) 23 ÷ 10 KW/mm 2 per Pm
300 mW e 115 ÷ 53 KW/mm 2 per
1500 mW Pm.
I metalli e leghe diverse, sperimentati,
hanno avuto un comportamento diverso
durante il processo di foratura laser a
percussione. In particolare si possono
riassumere le seguenti considerazioni.
Rame e sue leghe
Il rame è molto difficile da lavorare con
sorgenti laser in quanto la sua riflettività
è molto elevata, circa il 98 - 99% a λ
10.6 micron, tanto da essere stato considerato, per moltissimi anni, un materiale
“difficile se non impossibile” da lavorare a laser.
La riflettività si riduce allorquando si
usano le λ 1.06 μm e 532 nm; l’ultima è
la migliore per il trattamento a laser di
G. Daurelio - Il Dau: una unità di misura dell’efficienza di processo nel taglio, saldatura, microforatura e trattamenti termici, ecc.
TABELLA I - Alcuni esempi di microforature passanti, con relativi parametri di lavoro.
Material
Cu - DHP
Cu Sn7
OT 67
Hole
Interaction
Type
Thickness Frequence
Time
Passing P
(µm)
(Hz)
(s)
Blind B
500
280
50
OT 67
100
Al 99
70
Al 99
Al 99
Al black
anodized
Al 99
240
800
800
1000
Pulse
N.
P.D.
(µm)
P.D. /
Pulse N. x
Pulse N.
150 mJ /
P.D. /
x 150 mJ
P.D.
Pulse N.
(µm/1pulse) *
(mJ / 1µm) (µm/1 mJ)
Average
Φ
Input
(µm)
Average
Φ
Output
(µm)
Cylindrical
A.R.
A.R. Input
Average Φ
Output
P.D. /
Input /
P.D. /
Average Φ
Average Φ Average Φ
Input
Output
Output
10
P
8
80
500
6.3
24.0
0.042
284
129
1.76
3.9
2.20
10
P
10
100
500
5.0
30.0
0.033
268
128
1.87
3.9
2.09
10
P
10
100
280
2.8
53.6
0.019
271
68
1.0
2
P
70
140
280
2.0
75.0
0.013
278
116
1.0
2.4
2.4
10
P
5
50
50
1.0
150.0
0.007
182
101
0.3
0.5
1.8
2
P
3
6
50
8.3
18.0
0.056
102
73
0.5
0.7
1.4
10
P
15
150
100
0.7
225.0
0.004
215
104
0.5
1.0
2.1
2
B
20
40
68
1.7
88.2
0.011
188
10
P
2
20
70
3.5
42.9
0.023
183
103
0.4
0.7
1.8
2
P
20
40
70
1.8
85.7
0.012
127
93
0.6
0.8
1.4
10
P
20
200
240
1.2
125.0
0.008
303
160
0.8
1.5
1.9
2
P
80
160
240
1.5
100.0
0.010
247
130
1.0
1.8
1.9
10
P
8
80
800
10.0
15.0
0.067
287
76
2.8
10.6
3.8
2
P
40
80
800
10.0
15.0
0.067
270
97
3.0
8.2
2.8
10
P
7
70
800
11.4
13.1
0.076
288
94
2.8
8.5
3.1
2
P
40
80
800
10.0
15.0
0.067
247
156
3.2
5.1
1.6
10
P
14
140
1000
7.1
21.0
0.048
292
97
3.6
10.3
3.0
2
P
60
120
1000
8.3
18.0
0.056
292
115
3.6
8.7
2.5
0.4
* Questi valori sono riferiti ad impulsi da 150 mJ ciascuno.
q u e s to me ta ll o e l e ghe . In e ffe t t i ,
vedendo i dati riportati nelle Tabelle I, II
e III, assieme alle Figure 1, 2 e 3, è
chiaro che:
• il miglior risultato è stato ottenuto
utilizzando le lastre di Cu-DHP;
• alcuni buoni risultati sono stati notati
sul bronzo (CuSn7), anche se all’aumentare del tenore di Sn (in questo
caso solo il 7%) sicuramente ciò condurrebbe ad una diminuzione delle
altezze dei micro-fori ottenibili, a
meno che non si attui un contemporaneo aumento della frequenza di ripetizione;
• l’ottone OT 67 detiene il 3° posto nel
confronto tra rame - bronzo e ottone.
Comportamento questo dovuto al
contenuto di Zn, il 33%, che evidente me n te “ n on t ol l e ra m ol t o” l a
λ 532 nm a confronto del tenore di
Sn, precedentemente citato.
Alluminio e sue leghe
L’alluminio e le sue leghe meritano il
primo posto nel confronto con il rame e
le sue leghe. Dalle Tabelle I, II e III e
dalle Figure 1, 2 e 3 è possibile notare
che un laminato, da 1000 μm di spessore, può essere facilmente microforato.
È necessario sottolineare che, per l’Al e
sue leghe, la quantità di energia, neces-
saria per la perforazione di 1 μm di spessore, è inferiore alla quantità di energia
impiegata per la perforazione sempre di
1 μm di rame e sue leghe. È evidente che
il rendimento del processo di foratura, a
λ 532 nm, è maggiore sull’Al e leghe
rispetto all’analogo sul rame e leghe.
Tutto questo ha bisogno di alcune osservazioni. Dalle tabelle, relative ai valori
di A%, riportate nella 2^ parte del
lavoro, è facile notare che i valori di A%
a 532 nm di tutte le leghe di Al sono nel
range 48% minimo e 65% massimo.
Questi valori sono paragonabili a quelli
ottenuti su ottone e bronzo, con il 59% e
66% rispettivamente. Il rame mostra un
maggior valore di A%, circa l’86%.
Nonostante ciò, le leghe di Al hanno
fornito più alti valori di efficienza di
processo a laser, vedi Tabelle II e III.
I valori di DaudE (in μm/mJ) sono molto
elevati. L’efficienza è la più alta, anche
se dette leghe di Al hanno valori inferiori
di A% rispetto al Cu, ottone e bronzo.
Una possibile spiegazione potrebbe
essere il punto (o range) di fusione più
basso dell’Al e sue leghe rispetto al rame
e sue leghe.
Titanio e sue leghe
Da lle medes ime tabelle, riportate
sempre nella 2^ parte, in merito ai valori
di A%, è chiaro che l’A% di queste due
leghe di titanio è molto basso.
A λ 1064 nm, A% è circa il 53% mentre
è il 36% a λ 532 nm, a cui si è svolta la
microforatura. Ciò è pienamente confermato dai valori bassi di efficienza, in
termini di unità di DaudE (5 e 12 DaudE).
Ciò conferma che detta λ 532 nm non
risulta indicata per microforare Ti e sue
leghe.
Tutti gli altri materiali
Per i diversi acciai al carbonio, acciai
inox, laminetta di tungsteno, ecc., dalle
Tabelle II e III è possibile notare che i
valori Daud sono molto bassi. Per questi
materiali la λ 532 nm non è accettabile
(non è quella più indicata per ottenere
alti valori di efficienza) per il processo
di microforatura anche se è possibile
microforarli.
Efficienza di Processo e Unità di
Misura Dau nella microforatura
a laser
Tutto quanto sopra deve tuttavia essere
meglio approfondito dalla analisi e
lettura critica delle Tabelle I, II e III.
Qui sono stati anche calcolati e riportati,
oltre i classici parametri Diametro,
Riv. Ital. Saldatura - n. 5 - Settembre / Ottobre 2011 661
G. Daurelio - Il Dau: una unità di misura dell’efficienza di processo nel taglio, saldatura, microforatura e trattamenti termici, ecc.
TABELLA II - Parametri e valori ottimali per alcuni esempi di microforature cieche.
Material
Cu - DHP
Cu - DHP
Polished Copper
Oxidized Copper
Cu Sn7 - Bronze
OT 67 - Brass
Thickness Frequence Blind
(µm)
(Hz)
Hole B
180
500
500
500
280
50
Passing
Hole
P
Interaction
Time
(s)
Pulse
Number
P.D.
(µm)
P.D. /
Pulse N.
(µm/1 pulso)*
Pulse N. x 150mJ /
P.D. (mJ/1 µm)
P.D. /
Pulse N.x 150mJ
(µm/1 mJ)
Daud Unit
(1 Daud = µm/mJ)
* 10-3
10
B
1
10
90
9.0
16.7
0.060
60
2
B
1
2
36
18.0
8.3
0.120
120
10
B
7
70
494
7.1
21.3
0.047
47
2
B
4
8
62
7.8
19.4
0.052
52
10
B
1
10
110
11.0
13.6
0.073
73
2
B
5
10
93
9.3
16.1
0.062
62
10
B
1
10
90
9.0
16.7
0.060
60
2
B
5
10
81
8.1
18.5
0.054
54
10
B
1
10
73
7.3
20.5
0.049
49
2
B
1
2
13
6.5
23.1
0.043
43
10
B
1
10
38
3.8
39.5
0.025
25
2
B
2
4
50
12.5
12.0
0.083
83
B
1
10
40
4.0
37.5
0.027
27
5
10
70
7.0
21.4
0.047
47
25
P
OT 67 - Brass
100
10
Al 99
70
2
Al 99
240
10
B
1
10
38
3.8
39.5
0.025
2
B
1
2
18
9.0
16.7
0.060
60
B
6
12
497
41.4
3.6
0.276
276
P
Al 99
500
2
Al 99
800
10
B
1
10
247
24.7
6.1
0.165
165
2
B
2
4
100
25.0
6.0
0.167
167
10
B
1
10
260
26.0
5.8
0.173
173
2
B
1
2
50
25.0
6.0
0.167
167
10
B
1
10
175
17.5
8.6
0.117
117
2
B
4
8
155
19.4
7.7
0.129
129
10
B
3
30
485
16.2
9.3
0.108
108
2
B
1
2
16
8.0
18.8
0.053
53
Black Anodized Al
Al 99
AA 2024
800
1000
800
AA 5083
1000
10
B
1
10
280
28.0
5.4
0.187
187
AA 5754
1000
10
B
1
10
170
17.0
8.8
0.113
113
AA 6082
1000
10
B
1
10
160
16.0
9.4
0.107
107
AA 8090
800
10
6
60
800
13.3
11.3
0.089
89
1
2
35
17.5
8.6
0.117
117
2
P
B
* Questi valori sono riferiti ad impulsi da150 mJ ciascuno.
Profondità e Rapporto A.R. - Aspect
Ratio o A.F. - Aspetto di Forma (come
rapporto tra le altezze e i diametri ottenuti, foro per foro), dei nuovi parametri
quali:
• P.D. / Pulse N. - Profondità di Penetr a z io n e / N . di Im pul si (i n μm /
impulso)
• Pu ls e N . x 1 5 0 m J / P.D. - N. di
Impulsi x 150 mJ / Profondità di
Penetrazione (in mJ/μm)
• P.D. / Pulse N. x 150 mJ - Profondità
di Penetrazione / N. di Impulsi x 150
mJ (in μm/mJ)
dove P.D. è la profondità di penetrazione
per i fori ciechi e l’altezza di foratura per
i fori passanti.
Qu e s ti n u o v i p ara m e t ri , i nsi e m e
all’unità DaudE, danno nuovi contributi
scientifici nella comprensione del processo di microforatura dei materiali.
662 Riv. Ital. Saldatura - n. 5 - Settembre / Ottobre 2011
Detta unità fu sottoposta all’attenzione
di Laseristi e Ricercatori in ambito internazionale alla Conferenza Internazionale LIM 2009 - Laser in Manufacturing
(a Monaco di Baviera) - Figura 4 e, già
da allora, l’Autore, discutendone con
altri Colleghi, pervenne alla conclusione
che detta unità DaudE, pur se significativa al momento, in assenza di altre
unità, presentava alcuni limiti, non trascurabili, in quanto aveva 2 difetti ed
incongruenze:
1- Valida sempre nell’ambito di tutta
una sperimentazione (vedi Tabelle I,
II e III), purché tutte le condizioni al
contorno non siano variate. Quindi
tutto vero nelle Tabelle I, II e III, il
confronto tra i vari materiali è OK ma
i valori non possono essere assunti in
valore assoluto, in quanto non legati,
in modo parametrico, alle dimensioni
del diametro dello s po t f o c a l e e
densità di energia (Fluenza).
2- Detta unità DaudE (in μm/mJ) prende
in esame solo la profondità del foro
(sia esso cieco che passante) ma non
tiene in conto il diametro del microforo ottenuto. Quindi, ad esempio,
due fori con stessa altezza ma diametri uno il doppio o triplo dell’altro,
eseguiti a medesima energia, possono
assumere valori uguali di DaudE.
Fu così pensato di introdurre il concetto
di Volume fuso in μm 3 , derivante dal
prodotto del diametro del foro per l’altezza di microforatura (volume di un
cono).
Quindi si provò ad utilizzare una nuova
unità di misura per la microforatura: il
DaudV (μm 3/mJ) - Figura 5, presentata,
anch’essa, in ambito internazionale a
Sofia (Bulgaria) nel Settembre 2010.
G. Daurelio - Il Dau: una unità di misura dell’efficienza di processo nel taglio, saldatura, microforatura e trattamenti termici, ecc.
Cu-DHP (180μm) 200x40 pulses 10Hz IN
CuSn7 (280μm) 140 pulses 100x 2Hz IN
OT67 (50μm) 60 pulses 100x 10Hz IN
Cu-DHP 200x40 pulses 10Hz ø 180μm OUT
CuSn7 (280μm) 140 pulses 200x 2Hz OUT
OT67 (50μm) 60 pulses 200x 10Hz OUT
Figura 1 - Esempi di microforature su laminati di rame (Cu-DHP), bronzo (CuSn7) e ottone (OT67).
Al 99 (70μm) 40 pulses 10 Hz 100x IN
Al 99 (500μm) 50 pulses 10Hz 100x IN
AA 8090 (800μm) 100 pulses 10Hz 100x IN
Al 99 (70μm) 40 pulses 10Hz 200x OUT
Al 99 (500μm) 50 pulses 10Hz 200x OUT
AA 8090 (800μm) 100 pulses 10Hz 200x OUT
Figura 2 - Esempi di microforature su laminati di alluminio (Al 99) e una sua lega (AA 8090).
Riv. Ital. Saldatura - n. 5 - Settembre / Ottobre 2011 663
G. Daurelio - Il Dau: una unità di misura dell’efficienza di processo nel taglio, saldatura, microforatura e trattamenti termici, ecc.
TABELLA III - Parametri e valori ottimali per alcuni esempi di microforature cieche, a riguardo di tutti i materiali sperimentati.
Material
Thickness Frequence
Copper
180 µm
Cu - DHP
Polished Copper
Oxidized Copper
Cu Sn7 - Bronze
OT 67 - Brass
Blind
Hole
Passing
Hole
Interaction
Time
(s)
Pulse
Quantity
Number
P.D.
(µm)
P.D. /
Pulse N.
(µm/pulso)
Pulse N. x 150 mJ /
P.D.
(mJ/1µm)
P.D. /
Pulse N. x 150 mJ
(µm/mJ)
Daud Unit
(1 Daud = µm/mJ)
* 10-3
10 Hz
ok
1
10
90
9.0
16.7
0.060
60
2 Hz
ok
1
2
36
18.0
8.3
0.120
120
10 Hz
ok
7
70
494
7.1
21.3
0.047
47
2 Hz
ok
4
8
62
7.8
19.4
0.052
52
10 Hz
ok
1
10
110
11.0
13.6
0.073
73
2 Hz
ok
5
10
93
9.3
16.1
0.062
62
10 Hz
ok
1
10
90
9.0
16.7
0.060
60
2 Hz
ok
5
10
81
8.1
18.5
0.054
54
10 Hz
ok
1
10
73
7.3
20.5
0.049
49
2 Hz
ok
1
2
13
6.5
23.1
0.043
43
100 µm
10 Hz
ok
1
10
40
4.0
37.5
0.027
27
50 µm
10 Hz
ok
1
10
38
3.8
39.5
0.025
25
2 Hz
ok
2
4
45
11.3
13.3
0.075
75
500 µm
500 µm
500 µm
280 µm
ok
Ti 6242
100 µm
2 Hz
ok
10
20
16
0.8
187.5
0.005
5
Ti β21
100 µm
2 Hz
ok
10
20
35
1.8
85.7
0.012
12
150 µm
10 Hz
ok
15
150
140
0.9
160.7
0.006
6
2 Hz
ok
1
2
8
4.0
37.5
0.027
27
10 Hz
ok
1
10
15
1.5
100.0
0.010
10
2 Hz
"
1
2
20
10.0
15.0
0.067
67
10 Hz
ok
1
10
26
2.6
57.7
0.017
17
2 Hz
ok
10
20
18
0.9
166.7
0.006
6
200 µm
10 Hz
ok
1
10
25
2.5
60.0
0.017
17
Silicon Steel
500 µm
10 Hz
ok
Al 99
70 µm
2 Hz
Al 99
240 µm
10 Hz
2 Hz
Tinned Steel
Galvanized Zn Steel
Fe360 Carbon Steel
500 µm
100 µm
1
10
41
4.1
36.6
0.027
27
5
10
70
7.0
21.4
0.047
47
ok
1
10
38
3.8
39.5
0.025
25
ok
1
2
18
9.0
16.7
0.060
60
ok
Al 99
500 µm
2 Hz
ok
6
12
497
41.4
3.6
0.276
276
Al 99
800 µm
10 Hz
ok
1
10
247
24.7
6.1
0.165
165
2 Hz
ok
2
4
100
25.0
6.0
0.167
167
10 Hz
ok
1
10
260
26.0
5.8
0.173
173
2 Hz
"
1
2
50
25.0
6.0
0.167
167
10 Hz
1
10
175
17.5
8.6
0.117
117
2 Hz
4
8
155
19.4
7.7
0.129
129
108
Black Anodized Al
Al 99
AA 2024
800 µm
1000 µm
800 µm
10 Hz
ok
3
30
485
16.2
9.3
0.108
2 Hz
ok
1
2
16
8.0
18.8
0.053
53
AA 5083
1000 µm
10 Hz
ok
1
10
280
28.0
5.4
0.187
187
AA 5754
1000 µm
10 Hz
ok
1
10
170
17.0
8.8
0.113
113
AA 6082
1000 µm
10 Hz
ok
1
10
160
16.0
9.4
0.107
107
AA 8090
640 µm
10 Hz
6
60
800
13.3
11.3
0.089
89
35
17.5
8.6
0.117
117
AISI 304 Austenitic
Stainless Steel
AISI 430 Ferritic
Stainless Steel
Tungsten
ok
2 Hz
ok
1
2
400 µm
10 Hz
ok
1
10
30
3.0
50.0
0.020
20
500 µm
10 Hz
ok
5
50
100
2.0
75.0
0.013
13
150 µm
10 Hz
ok
1
10
22
2.2
68.2
0.015
15
2 Hz
ok
1
2
10
5.0
30.0
-----
-----
40 µm
2 Hz
ok
3
6
40
6.7
22.5
0.044
44
40 µm
2 Hz
ok
20
40
40
1.0
150.0
0.007
7
* Questi valori sono riferiti ad impulsi da 150 mJ ciascuno.
Quest’ultima però era, per ammissione
dello stesso Autore e Promotore, ancora
sotto esame per i prossimi mesi a venire.
Così è stato.
664 Riv. Ital. Saldatura - n. 5 - Settembre / Ottobre 2011
Nel seguito viene spesa qualche parola
a proposito del Volume fuso e della
Efficienza, come sopra accennati.
Per il Volume:
• In genere si vorrebbero geometrie del
foro di tipo cilindrico o pressoché
cilindrico, cioè con diametro di
G. Daurelio - Il Dau: una unità di misura dell’efficienza di processo nel taglio, saldatura, microforatura e trattamenti termici, ecc.
- V = π r2 x h per il cilindro
- V = (π r2 x h) / 3 per il cono
- V = π h (r2 + r’2 + rr’) / 3
per il tronco di cono
Volume Cilindro
• V = π r2 h = π Ø2 h / 4
dove Ø (diametro foro) e h (profondità
foro)
Volume cono
Il volume V di un cono di altezza h e di
base di raggio r è 1/3 del volume del
cilindro che ha le stesse dimensioni.
Quindi:
• V = (π r2 h) / 3 = (π Øin2 h / 4) / 3
dove Øin è il diametro foro all’ingresso
Figura 3 - Microforatura a percussione (Percussion Drilling) su laminato di Al99 (AA 1090),
1 mm di spessore. Diametro foro di ingresso 312 μm, sopra - Diametro foro di uscita 200 μm,
sotto.
ingresso e uscita (o del fondo, per fori
ciechi) di uguale valore. Ciò è molto
raro ottenerlo. Non lo si ottiene facilmente con tutte le diverse tecniche di
microforatura a laser, discusse nella
2^ parte del lavoro. Anche con l’utilizzo, per esempio, della tecnica di
Optical Trepannig (o Annular Trepanning), non è molto facile ottenere detta
geometria cilindrica. Con l’uso invece
della tecnica Percussion Drilling
(a treno di impulsi o a singolo
impulso, quest’ultimo adottato per
tutte le serie e fasi della sperimentazione), l’ottenimento della geometria
cilindrica è totalmente impossibile per
i fori passanti, figurarsi per quelli
ciechi.
Difatti in tutta la sperimentazione
sono state ottenute geometrie troncoconiche ma, in virtù del fatto che il
diametro del fondo foro (diametro più
piccolo di un tronco di cono) è
sempre risultato di dimensione di
≈ 10 ÷ 15 μm, a confronto dei diamet ri del foro di ingres s o da 200 a
600 μm, è apparso utile calcolare i
valori dei Volumi fusi, assimilando
dette geometrie a quella conica.
Ciò risulta evidente da un ripasso di
semplici formule di geometria, come
riportato:
Tronco di cono
• V = π h (r2 + r’2 + rr’) / 3 =
π h (Øin2 + Øout2 + Øin Øout) / 12
dove Øin è il diametro foro all’ingresso e
Øout è il diametro foro all’uscita.
Quindi l’errore che si commette è veramente infinitesimale.
Per l’Efficienza (di Processo o di
Prodotto):
• Al momento l’unica unità di misura,
riportata in letteratura, è espressa in
mm 3/min, come Ablation Rate, cioè
quanto materiale fuso (volume)
è stato prodotto nell’unità di tempo, in
un minuto primo. Ciò non può essere
assolutamente considerato una unità
di misura della Efficienza. Perciò è
stata adottata la unità Dau (in mm3/kJ)
che mette in relazione il volume fuso
con l’unità di Energia (kJ).
L. B. D.
L. B. D. E.
Laser Beam Drilling Efficiency Unit:
1 DaudV = µ m / mJ
Figura 4 - Presentazione, in una prestigiosa
Conferenza Internazionale, dell’unità DaudE.
Figura 5 - Presentazione, in una prestigiosa
Conferenza Internazionale, dell’unità DaudV.
Riv. Ital. Saldatura - n. 5 - Settembre / Ottobre 2011 665
G. Daurelio - Il Dau: una unità di misura dell’efficienza di processo nel taglio, saldatura, microforatura e trattamenti termici, ecc.
TABELLA IV - Valori di efficienza, per il processo di microforatura, calcolati in unità DaudE, in DaudV e Dau per alcuni materiali
sperimentati, con Laser Nd-YAG, λ 532 nm (2^ armonica).
Materiale
Cu - DHP
Cu Sn7
OT 70
OT 70
Spessore
(µm)
500
280
50
100
Al 99
70
Al 99
240
Al 99
Al black
anodized
Al 99
800
800
1000
Frequenza
(Hz)
Tipo Foro
Passante
P
Cieco
C
10
P
8
80
10
P
10
100
10
P
10
2
P
10
Diametro
medio
Φ
Input
(µm)
Diametro
medio
Φ
Output
(µm)
500
284
500
268
100
280
70
140
P
5
2
P
10
P.D.
(h)
Daud E
Daud V
Dau
(µm )
µm/mJ
3
µm / mJ
mm3/kJ
129
17522901
0.042
1460.24
1.46
128
16028653
0.033
1068.58
1.07
271
68
7069720.5
0.019
471.31
0.47
280
278
116
9010920.8
0.013
429.09
0.43
50
50
182
101
807333.25
0.007
107.64
0.11
3
6
50
102
73
303258.58
0.056
336.95
0.34
P
15
150
100
215
104
2077659.5
0.004
92.34
0.09
Tempo di
Interazione
(s)
N. di
Impulsi
(µm)
Volume fuso
3
2
C
20
40
68
188
0
628887.57
0.011
104.81
0.10
10
P
2
20
70
183
103
1152979.2
0.023
384.33
0.38
2
P
20
40
70
127
93
670188.52
0.012
111.70
0.11
10
P
20
200
240
303
160
10417829
0.008
347.26
0.35
2
P
80
160
240
247
130
6909193.2
0.010
287.88
0.29
10
P
8
80
800
287
76
23017665
0.067
1918.14
1.92
2
P
40
80
800
270
97
22712457
0.067
1892.70
1.89
10
P
7
70
800
288
94
24879685
0.076
2369.49
2.37
2
P
40
80
800
247
156
25931585
0.067
2160.97
2.16
10
P
14
140
1000
292
97
32184215
0.048
1532.58
1.53
2
P
60
120
1000
292
115
34558055
0.056
1919.89
1.92
P oiché il volume fuso tiene conto
del diametro foro, della sua altezza,
parametri questi ultimi fortemente
legati a tutti gli altri parametri laser e
termo-fisici (caratteristici di ogni
diverso materiale), ecco che questa
unità di misura appare essere più
idonea allo scopo.
• Generalmente i valori di efficienza, in
Dau, appaiono essere più alti per i
micro-fori ciechi rispetto ai corrispondenti micro-fori passanti. Ciò è
probabilmente dovuto alle riflessioni
multiple, interne, del fascio laser sulle
pareti inclinate del micro-foro, incrementando così la h e quindi l’efficienza finale del processo. Naturalmente ciò è funzione anche dello
spessore del materiale da essere
microforato (o altezza del foro cieco).
• L’efficienza è anche una funzione sia
dei parametri laser impostati che dei
parametri termo-fisici di ciascun materiale, ivi compresi lo spessore, la
densità, il punto (o range) di fusione,
ecc., ecc. È un valido parametro che
indica se tutta l’energia laser è stata
spesa per il micro-foro in modo ottimale o no, a parità di diametri e
altezze, ottenuti sui micro-fori; quindi
quanto più alto è il valore in Dau, tanto
più alta è stata l’Efficienza di Processo.
666 Riv. Ital. Saldatura - n. 5 - Settembre / Ottobre 2011
•
Al cune interes s anti differenze
possono essere notate esaminando i
dati, riportati nelle Tabelle I, II, III e
IV, a riguardo della microforatura
eseguita con le due frequenze 2 e
10 Hz. In molti casi alla frequenza
più bassa si ottengono delle h di profondità che sono uguali, simili o addirittura maggiori delle rispettive h,
ottenute a 10 Hz. Anche se ulteriori
ricerche sarebbero da espletare, in
prima analisi si può affermare che, in
regime di Percussion Drilling (microforatura a percus s ione), i primi
impulsi laser sono più efficienti
(scavano di più) mentre quelli successivi producono, a parità di energia per
impulso, meno μm di profondità.
Ciò potrebbe essere imputato ad un
fenomeno di schermo, effettuato dalla
plume (aria e materiale ionizzato e
vaporizzato), che assorbe l’energia
degli impulsi successivi, si auto
sostiene ma non trasferisce tutta
l’energia laser, che riceve pulso dopo
pulso, al materiale sottostante. Questa
ipotesi è stata avvalorata da due
diversi semplicissimi stratagemmi:
con un flussettino di gas laterale che
spingeva via la plume dal punto di
interazione laser-materiale oppure
facendo vibrare leggermente il lami-
nato, sottoposto a microforatura (in
entrambi i casi si incrementava la h di
penetrazione, rispetto al classico setup sperimentale). Addirittura si
poteva percepire ciò d a l t i p i c o
rumore (frequenza acustica, percettibile dall’orecchio umano) che con il
set-up classico tendeva a cambiare ed
attenuarsi, sempre più, versus tempi
di interazione e frequenze più alti
mentre ciò non accadeva con l’adozione delle due diverse tecniche,
sopra appena accennate.
• Altre considerazioni possono essere
tratte, sempre dalle Tabelle I ÷ IV,
raffrontando i dati, relativi al CuDHP lucido e quello ossidato (come
fornito). L’ossido presente, in superficie, del tipo ossido rameoso, è
molto riflettente a λ 532 nm (laser a
N d-YA G - 2^ armonica ) , c i o è si
decrementa l’assorbimento superficiale di detta ultima radiazione laser.
Sebbene ciò potrebbe apparire strano,
la conferma viene dai dati, riscontrati
sul Cu-DHP lucido. Infatti, quest’ultimo presenta dei valori di efficienza
più alti rispetto ai valori corrispettivi
del Cu-DHP ossidato (Tab. II).
• Una ultima considerazione va fatta
sul Al99 e il corrispettivo Al99 con
superficie anodizzata di colore nero,
G. Daurelio - Il Dau: una unità di misura dell’efficienza di processo nel taglio, saldatura, microforatura e trattamenti termici, ecc.
TABELLA V - Efficienza nei diversi processi, con stessa unità di misura 1 Dau (mm3/kJ) ma con differenti grandezze fisiche, per il
taglio - saldatura - microforatura e trattamenti termici superficiali, a laser.
Processo
Grandezze Fisiche
Efficienza Unità di Misura
Saldatura
Fig. 6
Area Fusa (mm2) x Velocità di Saldatura (mm/s) / Potenza Laser (kW - kJ / s)
dove l’Area fusa è l’Area della Sezione Trasversale del cordone di saldatura
Taglio
Fig. 7
Area Fuso rimosso (mm2) x Velocità di Taglio (mm/s) / Potenza Laser
(kW - kJ / s)
dove l’Area del fuso rimosso è l’Area della Sezione Trasversale di un taglio
passante o cieco
Microforatura Volume materiale evaporato (mm3) / Energia Laser di 1 impulso o somma
- Foratura
di più impulsi (kJ)
Fig. 8
dove il Volume evaporato è ottenuto dal diametro e altezza del foro
Trattamenti
Termici
Superficiali
Figg. 9 - 10 e 11
1 Dau
mm3/kJ
Area trattata - (alligata o riportata) - (mm2) x Velocità di trattamento
(mm/s) / Potenza Laser (kW - kJ / s)
dove l’Area trattata è la Area della Sezione Trasversale di materiale trattato
o alligato o riportato
entrambi da 800 μm di spessore.
È interessante notare che i valori di
Daud E sono molto simili mentre i
valori di DaudV sono differenti. Ciò è
da attribuirsi all’influenza del coating
di anodizzazione (di color nero) sia in
termini di assorbimento superficiale
che di materiale fuso finale.
• Dalle Tabelle I, II e III, l’efficienza di
processo viene calcolata e mostrata in
DaudE e DaudV.
La Tabella IV riporta alcuni esempi di
materiali, già inclusi nelle tabelle precedenti ma, per maggiore chiarezza,
le ultime 3 colonne riportano i valori
di efficienza in DaudE, DaudV e Dau.
È evidente che continuare ad usare
l’unità DaudV non appare più giustificato, in quanto deriva dalla unità Dau
(1 Dau = 10 -3 Daud). Infatti detta
unità può essere impiegata, secondo i
processi e necessità di esposizione,
anche con i suoi multipli (kDau) o
sottomultipli (mDau).
Efficienza e Unità di Misura Dau
negli altri Processi a Laser
Dalla Tabella V appare evidente quanto
già riportato e anticipato nella introduzione di questo lavoro.
Si è pervenuti alla conclusione che detta
unità Dau può essere assunta per tutti i
processi a laser, quali saldatura, taglio,
microforatura (foratura) e tutti quelli di
trattamento termico superficiale (indurimento, alligazione, riporto, rinvenimento, rifusione, tempra), pur con
diverse grandezze fisiche, definite processo per processo (vedi Tab. V).
Efficienza per il Taglio
Anche se l’Autore di detto lavoro ha
speso circa 10 anni in R&D per il taglio a
laser, in questo momento risulta impossibilitato a reperire i dati misurati ed i parametri laser impiegati, per poter applicare
l’unità Dau e darne i valori numerici,
relativi all’Efficienza. Sarà lavoro per il
prossimo futuro. Ad ogni modo si tenga
presente che, impiegando un sistema di
acquisizione di immagini, misurare una
qualsiasi geometria (a triangolo diritto o
rovesciato, a trapezio diritto o rovesciato
o a rettangolo), della Area fusa rimossa,
risulta molto agevole; in mancanza di
detto software, l’area va calcolata con le
consuete e semplici formule di geometria. Infine va rammentato che i dati
numerici in Dau vanno correlati al tipo di
gas da taglio impiegato: O2, A.C., N2.
Per maggiori approfondimenti, il lettore
interessato trova nella Bibliografia tutta
una sequenza di lavori scientifici a
riguardo del taglio a laser.
Efficienza per la Saldatura
Nella Tabella VI sono riportati, ad
esempio, alcuni valori di Efficienza, per
il processo di saldatura, calcolati in unità
Dau, per alcuni materiali sperimentati,
con un Laser CO2, λ 10.6 μm (vedi Figg.
6 e 7, pp. 164 e 165 - 1^ parte, Riv. Ital.
TABELLA VI - Valori di Efficienza, per il processo di saldatura, calcolati in unità Dau, per alcuni materiali sperimentati, con laser
CO2, λ 10.6 μm.
Materiale
Spessore Potenza Laser
(mm)
(kW - kJ/s)
Velocità
Saldatura
(mm/s)
Tipo di processo
Tipologia Laser Efficienza in
Conduz. /
eλ
Dau (mm3/kJ)
Penetraz./ Misto
Bronzo CuSn7
0.2
2
66.7
Cond.
CO2 - 10.6 µm
2.7
Ottone OT 70 - Cu Zn33
0.4
1
66.7
Cond.
CO2 - 10.6 µm
6
Cu - DHP + Cr nero
0.25
1
66.7
Cond.
CO2 – 10.6 µm
13.5
25CrMo4
2
1.5
---
Penetr.
CO2 - 10.6 µm
29.2
AISI 304
4
2
---
Penetr.
CO2 - 10.6 µm
38.5
Inconel 600
3.2
2
----
Penetr.
CO2 - 10.6 µm
28.7
Riv. Ital. Saldatura - n. 5 - Settembre / Ottobre 2011 667
G. Daurelio - Il Dau: una unità di misura dell’efficienza di processo nel taglio, saldatura, microforatura e trattamenti termici, ecc.
Figura 6 - Giunzione a sovrapposizione
d’angolo, a laser, di acciaio inox AISI 304.
Giunzione di testa, a laser, di acciaio
25CrMo4, 2 mm, saldato a 1.5 kW.
Saldatura, n. 2/2011). Da una prima considerazione appare che il 25CrMo4, gli
acciai inossidabili, la superlega Inconel
600, mostrano dei valori di Efficienza
buoni, anche se non ottimizzati (si
potrebbero ottenere valori più elevati,
quindi più efficienza di processo).
In molti casi, l’Autore, dai dati delle sue
ricerche trentennali, ha potuto constatare
Figura 8 - Sezione e geometria di un
micro-foro su SiC sinterizzato, eseguito
a laser.
668 Riv. Ital. Saldatura - n. 5 - Settembre / Ottobre 2011
Figura 7 - Schematismo del processo di
taglio a laser. ν è l’angolo formato dal piano
di polarizzazione del fascio (p) e il piano di
incidenza (i) - ϕ è l’angolo di incidenza del
fascio.
valori di Efficienza che arrivano anche
ai 60 Dau (per Al e sue leghe) e 80 Dau
per le leghe di Ti, sempre a λ 10.6 μm.
Al contrario, sempre dalla Tabella VI,
appare chiaro che saldare il Cu-DHP e
sue leghe, con la λ 10.6 μm (laser a
CO 2 ), non è proprio la cosa migliore;
l’efficienza è molto bassa (l’assorbimento superficiale di detta radiazione è
ridottissimo,
qualche % della
energia laser, incidente). Un valore Dau
un po’ più elevato è stato ottenuto per il
Cu-DHP, ricoperto di Cr nero (rame per
impiego nel solare termico), in quanto
saldato proprio dalla parte del Cr nero,
quindi maggiore assorbimento superficiale della λ 10.6 μm. Per maggiori
approfondimenti, il lettore interessato
trova nella Bibliografia t u t t a u n a
sequenza di lavori scientifici a riguardo
della saldatura a laser.
Figura 9 - Schematismo per TT (Trattamento
Termico) a laser.
G. Daurelio - Il Dau: una unità di misura dell’efficienza di processo nel taglio, saldatura, microforatura e trattamenti termici, ecc.
ingresso, di diverso diametro, e microfori in uscita, di diametro minimo di
73 - 76 μm.
Diversi valori di A.R. sono emersi; il
massimo misurato ha assunto il valore
pari a 10. Alcuni nuovi parametri quantitativi sono stati identificati, per individuare, valutare e caratterizzare le prove
di microforatura, quali:
• P.D. / Pulse N. (in micron/impulso)
• Pulse N. x 150 mJ / P.D.
(in mJ/micron)
• P.D. / Pulse 150 mJ N.x
(in micron/mJ).
Figura 10 - (a) Acciaio dolce - (b) Ghisa. Micrografie relative alle sezioni delle due tracce di
trattamenti superficiali a laser, con ottica tradizionale, a lente ZnSe, a menisco convergente
(o a specchio convergente), in regime di defocalizzazione del fascio laser.
Per cortesia di Saginaw Steering Gear, Division of GMC.
Figura 11 - Zona temprata, prodotta su una superficie di ghisa grigia, per mezzo di un laser a
CO2 da 1000 W. La larghezza di tempra è di 6.8 mm - profondità di tempra 0.53 mm - velocità
di trattamento 10.2 mm/s - durezza superficiale della zona trattata 58-62HRC. Fascio laser
oscillato (rastered beam) con 2 specchi galvo, in modo da avere un fascio laser più largo ed
una distribuzione di energia laser più uniforme.
Efficienza nei Trattamenti Termici
Dalla Tabella V e dalle Figure 9, 10 e 11
appare evidente che l’impiego della
unità Dau risulti quanto mai appropriato.
Ad ogni modo si tenga presente che,
impiegando un sistema di acquisizione
di immagini, misurare una qualsiasi geometria (assimilabile a rettangolo o a segmento circolare o altra geometria - derivante dal componente), della area fusa
trattata, risulta molto agevole; in mancanza di detto software, l’area va calcolata con le consuete e semplici formule
di geometria.
A solo titolo di esempio, considerando i
parametri di lavoro e i dati acquisiti sulla
sezione trattata, si può facilmente calcolare il valore di Efficienza:
V = 6.8 x 0.53 x 10.2 = 36.7 mm3/s x
1 kJ/s ≈ 36.7 Dau (36.7 mm3/kJ)
valore questo abbastanza buono per un
trattamento superficiale, anche se si
potrebbe ottenere di più con diverse tecniche e set-up sperimentali. Nel calcolo,
di cui sopra, si è assimilata la geometria,
della sezione trattata, ad un rettangolo.
L’errore risulta infinitesimale. Per maggiori approfondimenti, il Lettore interessato trova nella Bibliografia tutta una
sequenza di lavori scientifici a riguardo
dei trattamenti superficiali a laser.
Conclusioni
Lo scopo di questo lavoro sperimentale
è stato raggiunto. È stato possibile
microforare tutti e 25 i materiali prescelti. Tutti gli spessori esaminati (da 70
a 1000 micron) sono stati trattati con
succes s o, ottenendo micro-fori in
Tutti i risultati sono stati anche valutati
i n t e r m i n i d i v a l o r i u n i t a r i D a u d E,
DaudV e Dau. Così, i valori più alti sono
stati riscontrati per Al e sue leghe,
rispetto a tutti gli altri materiali (Cu e
sue leghe, acciai al carbonio, acciaio
inox e laminetta di tungsteno) esaminati. Alla fine si è discussa e approfondita la problematica di poter identificare
una unica unità di misura per l’efficienza nei diversi processi a laser.
Questa è risultata essere la unità Dau
(mm3/kJ).
A seguito di ciò, sono state riportate le
diverse grandezze fisiche, inerenti ogni
processo a laser, nonché alcuni esempi
di applicazione di calcolo delle stesse,
che contribuivano al calcolo finale in
Dau. Evidentemente detta unità può
essere impiegata, secondo i processi e
necessità di esposizione, anche con i
suoi multipli (kDau) o sottomultipli
(mDau).
Ringraziamenti
L’Autore desidera esprimere il suo
sentito ringraziamento agli Amici et
Colleghi:
• Dr. Ph.D. Antonella Regano - Fisico
Ricercatore
• Dr. Ph.D. Edoardo Sabino Andriani Fisico Ricercatore
• Dr. Ph.D. Marco Pappagallo - Fisico
Ricercatore
• Ing. Guido Cuscela - Ricercatore
per le preziose ed indispensabili discussioni, dibattiti, approfondimenti di tipo
scientifico-tecnologici, in merito alla
tematica del presente lavoro.
Riv. Ital. Saldatura - n. 5 - Settembre / Ottobre 2011 669
G. Daurelio - Il Dau: una unità di misura dell’efficienza di processo nel taglio, saldatura, microforatura e trattamenti termici, ecc.
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➠ segue
670 Riv. Ital. Saldatura - n. 5 - Settembre / Ottobre 2011
G. Daurelio - Il Dau: una unità di misura dell’efficienza di processo nel taglio, saldatura, microforatura e trattamenti termici, ecc.
[26] Daurelio G., Bellosi A., Sciti D., Chita G., Allegretti D., Guerrini F.: «U.V. laser ablation of silicon carbide ring surfaces for
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Giuseppe DAURELIO, diplomato Perito Industriale nel 1968, frequentò e superò il biennio di Ingegneria Elettrotecnica dal
1968 al 1970. Dal 1970 al 1972 vinse una borsa di studio di 24 mesi, in Fisica Applicata, specializzandosi in Laser, Criogenia e
Tecniche di Alto Vuoto. Dal 1972 al 1973 espletò il servizio di leva obbligatorio presso la Scuola Trasmissioni in Roma. 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 (Bari) mentre dal 2004 al 2007 ha prestato la sua
collaborazione presso l’ INFM - Istituto Nazionale per la Fisica della Materia di Genova - UdR di Bari. Ha depositato 6 Brevetti
per Invenzione Industriale ed è autore di circa 200 lavori di tipo scientifico-tecnologico di cui circa 150 presentati a Congressi
e Convegni nazionali ed internazionali, Riviste scientifiche nazionali ed internazionali. È stato Responsabile Scientifico o di
Progetto di numerosi Progetti di Ricerca, sia in ambito nazionale che internazionale (europei). Attualmente lavora presso il
Dipartimento InterAteneo di Fisica dell’Università e del Politecnico di Bari nonché presso il Lab. LIACE (Laser Innovation in
Artwork Conservation and Education) di Bisceglie (Bari), in qualità di consulente scientifico-tecnologico per il Laser Material
Processing, le micro-Lavorazioni a Laser (Micro-Drilling, Micro-Welding, Micro-Joining, Micro-Texturing) nonché il Laser
Monumental Cleaning. Professional Membership: A.I.M. - I.I.S - A.I.Te.M. - E.O.S. - L.I.A. - A.S.M. - A.W.S.- E.L.I.
E-mail: [email protected]; [email protected].
Riv. Ital. Saldatura - n. 5 - Settembre / Ottobre 2011 671
Realizzazione di giunti saldati con difetti
realistici
(°)
M. Consonni *
D. Howse *
C. Fun Wee **
C. Schneider *
Sommario / Summary
Giunti saldati contenenti difetti intenzionali possono essere
richiesti ai fini della formazione di personale addetto ai controlli non distruttivi (CND), dello sviluppo di nuove tecniche
CND o della loro validazione e comparazione, per la determinazione di proprietà meccaniche o come supporto per “safety
case”. Il criterio più importante nella realizzazione di difetti
“realistici” è che questi devono simulare nel modo più accurato possibile i difetti reali esistenti in strutture o altri componenti saldati. Per questo motivo, in alcune applicazioni, la
realizzazione di intagli o fori ottenuti per lavorazione di macchina, più facilmente rilevabili dei difetti reali, può non essere
considerata accettabile. Di conseguenza, TWI ha sviluppato
tecniche per produrre difetti realistici in giunti saldati e per
ottenere la morfologia richiesta, incluse caratteristiche quali
rugosità ed angolo di inclinazione rispetto alla superficie.
In questo articolo vengono descritte le tecniche utilizzate per
ottenere i difetti più comunemente richiesti e le procedure di
qualifica applicate da TWI. Queste dimostrano che le tolleranze dimensionali (differenza fra dimensione desiderata
ed ottenuta) possono essere generalmente garantite entro
± 0.5 mm in altezza (through-wall) e ± 1 mm in lunghezza.
Intentional weld defect or flaw specimens can be required for
training purposes, developing new non-destructive testing
techniques, qualifying non-destructive testing procedures,
obtaining mechanical property data and in support of safety
cases. The single most important criterion in producing
(°) Memoria presentata alle Giornate Nazionali di Saldatura 6 - Workshop:
“Diagnostica e prove non distruttive” - Genova, 26-27 Maggio 2011.
© TWI Ltd, 2011.
*
TWI Ltd - Cambridge (UK).
** TWI South East Asia - Kuala Lumpur (Malesia).
defects or imperfections is that they must accurately simulate
flaws which can occur in welded components and structures.
For this reason, in certain applications, saw cuts or
machined slots which are more easily detected may not
be considered acceptable as planar imperfections/defects for
the purpose of NDT training or validation. Therefore, TWI
has developed techniques for producing realistic imperfections/defects and, in the case of cracks, the desired morphology, including roughness, angles of tilt and skew to the
surface.
This paper describes the techniques used to obtain the abovementioned defects and, for the most commonly required
defect types, the qualification procedure used by TWI. This
consists of inspecting by testing by surface crack detection,
ultrasonic or radiographic inspection and/or sectioning to
demonstrate that the dimensional tolerance of the simulated
imperfections (i.e. actual size of the imperfection vs required
size) can be generally guaranteed within ± 0.5 mm in
through-wall extent and ± 1 mm in length.
Keywords:
Classifying; cold cracking; defects; England; fatigue cracks;
heat affected zone; hot cracking; hydrogen embrittlement;
inclusions; international activities; lack of fusion; mechanical
properties; metallography; nondestructive testing; personnel
qualification; porosity; simulating; slag; TWI; welded joints.
Riv. Ital. Saldatura - n. 5 - Settembre / Ottobre 2011 673
M. Consonni et al. - Realizzazione di giunti saldati con difetti realistici
1. Introduzione
Giunti saldati contenenti difetti intenzionali possono essere richiesti ai fini della
formazione di personale addetto ai controlli non distruttivi (CND), sviluppo di
nuove tecniche CND o loro validazione
e comparazione, per la determinazione
di proprietà meccaniche o come supporto per “safety case”. Il criterio più
importante nella realizzazione di difetti
“realistici” è che questi devono simulare
nel modo più accurato possibile i difetti
reali esistenti in strutture o altri componenti saldati.
In particolare, in una memoria riassuntiva del lavoro condotto nell’ambito
della serie di progetti “PISC” (Project
for the Inspection of Steel Components),
Crutzen [1] ha concluso che una procedura CND deve essere validata e testata
su strutture contenenti difetti che, anche
se non necessariamente reali, inducano
fenomeni fisici identici a quelli normalmente osservati con le diverse tecniche
CND su giunti reali. Crutzen ha anche
concluso che l’introduzione di discontinuità assolutamente artificiali, come fori
cilindrici (side-drilled holes, SDH) o fori
a fondo piatto (flat-bottomed holes,
FBH) per dimostrare le capacità delle
tecniche CND, ha spesso portato a conclusioni eccessivamente ottimistiche e
ad un utilizzo piuttosto “azzardato” di
tali tecniche per l’ispezione di strutture
contenenti difetti reali. Nel mettere a
confronto giunti saldati con difetti
“reali” oppure con difetti artificiali “realistici” (si veda il punto 2 per le definizioni), Crutzen ha identificato per questi
ultimi i seguenti vantaggi:
• Riduzione dei costi e tempi di realizzazione.
• C aratterizzazione più accurata ed
affidabile dei difetti.
• Possibilità di considerare geometrie e
materiali più simili alle strutture reali.
Nella stessa memoria, viene inoltre
riportata una serie di considerazioni in
favore dell’uso di difetti artificiali tipo
cricche (crack-like) per la valutazione
674 Riv. Ital. Saldatura - n. 5 - Settembre / Ottobre 2011
delle prestazioni delle tecniche CND.
Per tutte queste ragioni, intagli o fori
ottenuti per lavorazione di macchina, più
facilmente rilevabili dei difetti reali,
possono non essere considerati accettabili in alcune applicazioni. Di conseguenza, TWI ha sviluppato tecniche per
produrre difetti realistici in giunti saldati
e per ottenere la morfologia richiesta,
incluse caratteristiche quali rugosità ed
angolo di inclinazione rispetto alla
superficie.
È possibile realizzare in modo affidabile
e ripetibile talloni di saldatura contenenti difetti tipo mancanza di fusione al
vertice, mancanza di penetrazione,
incollature (laterali o tra le passate),
disallineamento, porosità, cricche in
ZTA (da idrogeno), cricche a caldo (di
solidificazione), porosità, cricche raggruppate (cluster), incisioni marginali,
c ri c c he da fatica o rottura fragile,
eccesso di sovrametallo e inclusioni
(metalliche o di scoria). Alcuni di questi
sono prodotti utilizzando tecniche di saldatura deliberatamente scorrette (mancanza di fusione al vertice, porosità,
cricche a caldo), altri utilizzando tecniche apposite come “TIG bridging” (per
ottenere incollature, si veda il punto 5.2)
oppure saldando in condizioni che facilitano la formazione di cricche (giunto
vincolato, senza preriscaldo).
In questo articolo vengono descritte le
tecniche utilizzate per ottenere i difetti
sopra elencati e, per i casi più comunemente richiesti, le procedure di qualifica
applicate da TWI. Queste consistono
nella realizzazione di talloni di prova sui
qua l i vengono es eguiti controlli
mediante liquidi penetranti, particelle
magnetiche, esami radiografici e/o
mediante ultrasuoni, in aggiunta ad
esami macrografici. È stato quindi dimostrato che le tolleranze dimensionali dei
difetti, intese come differenza fra dimensione richiesta ed ottenuta, possono
essere garantite entro limiti specifici
± 0.5 mm in altezza (through-w all
extent) e ± 1 mm in lunghezza.
In aggiunta, nel punto 7 viene presentato
un recente progetto completato da TWI.
Nell’ambito di questo progetto TWI ha
realizzato riproduzioni (mock-up) contenenti difetti secondo specifiche indicazioni del cliente. TWI ha poi preparato
le relative procedure CND ed ha utilizzato tali “mock-up” per lo sviluppo e
validazione delle tecniche CND e inoltre
per la formazione degli operatori CND
direttamente presso il cliente.
2. Definizioni
Le seguenti definizioni sono state fornite
da Neundorf et al. [2] e sono a loro volta
citate direttamente da un glossario preparato da ENIQ (European Network for
Inspection and Qualification) [3]:
• Riflettore campione (reference reflector): un riflettore campione corrisponde ad un difetto la cui risposta ad
un controllo non distruttivo fornisce
un dato di riferimento usato come
confronto con altre risposte. Esempi
di riflettori campione sono fori laterali o incisioni ottenute mediante
taglio a sega o elettroerosione (electric discharge machined - EDM) e dei
quali si conoscono esattamente le
dimensioni.
• Difetto reale: difetto di saldatura che
s i è formato in un comp o n e n t e
durante le fasi di produzione o in
esercizio, senza alcun intervento
intenzionale per promuoverne la formazione o la propagazione (vedi
“Difetti innestati” nel punto 3.1).
• Difetto realistico artificiale (anche
difetto realistico): difetto inserito
intenzionalmente in un giunto saldato
con l’intenzione di ottenere, per il
metodo CND in esame, una risposta
rappresentativa di quella data da un
difetto reale.
3. Classificazione delle tecniche
usate per ottenere difetti
Riguardo la classificazione delle diverse
tecniche utilizzate per depositare difetti
in giunti saldati, Virkkunen et al. [4]
hanno citato un documento pubblicato
da ENIQ (non disponibile agli autori di
questo articolo). In questo documento, le
diverse tecniche vengono classificate in
quattro gruppi, elencati di seguito.
Esempi applicativi per ognuno di questi
gruppi sono riportati nel punto 4.
1. Difetti ottenuti per innesto (implanted): difetti pre-esistenti che vengono
innes tati nel tallone d i p r o v a .
L’innesto viene solitamente ottenuto
preparando una cavità ottenuta per
lavorazione di macchina, quindi posizionando e saldando un inserto conte-
M. Consonni et al. - Realizzazione di giunti saldati con difetti realistici
nente il difetto, precedentemente
estratto da un componente in esercizio. I principali vantaggi di questa
tecnica sono la flessibilità del tipo di
difetto inserito e il fatto che l’inserto
contenente il difetto può essere esaminato prima di venire inserito. Fra i
principali svantaggi: la procedura di
inserimento può creare “artefatti” che
in effetti segnalano la posizione del
difetto o che influiscono sulla riposta
ottenuta durante l’ispezione.
Ad esempio, si sono osservati casi di
innesti in giunti in materiale austenitico per i quali non è stato possibile
ottenere continuità fra il giunto stesso
e il pezzo innestato.
2. Modifica del procedimento di saldatura: nella maggior parte dei casi,
materiali d’apporto particolarmente
tendenti alla formazione di cricche
v e n g o n o ut i l i z z a t i pe r ot t e ne re
cricche localizzate. Altri esempi sono
le tecniche per ottenere porosità o
inclusioni di scoria e tecniche quali il
“TIG bridging” (punto 5.2). Il principale vantaggio rispetto al procedimento descritto al punto (1) è che si
eliminano le saldature necessarie per
fissare l’inserto. Il principale svantaggio è il fatto che non è possibile
determinare l’esatta dimensione e
morfologia del difetto ottenuto,
queste dovranno essere determinate
mediante successiva ispezione, con i
relativi errori intrinsechi.
3. Difetti ottenuti per lavorazione di
macchina: tali difetti consistono tipicamente in un’incisione ottenuta
mediante taglio o lavorazione ad
utensile o di altro tipo. L’elettroerosione è probabilmente il metodo maggiormente utilizzato e consiste nell’utilizzo di un elettrodo pre-formato
con il quale si “erode” il tallone di
prova. Questo metodo è soprattutto
utilizzato per difetti superficiali,
anche se è possibile produrre difetti
interni combinando lavorazione di
macchina e saldatura. Questi metodi
sono relativamente poco costosi, la
dimensione dei difetti ottenuti è controllata entro tolleranze ristrette e il
materiale base non viene significativamente modificato dalla presenza
dell’intaglio. D’altra parte, è molto
difficile se non impossibile produrre
difetti con la caratteristica irregolarità
c h e c i s i a s pe t t a da di fe t t i re a l i .
Inoltre, usando tecniche di lavorazione standard, il raggio ottenuto
all’estremità dell’intaglio è più largo
di quello caratteristico di qualsiasi
tipo di cricca.
4. Difetti ottenuti per propagazione: in
questo caso le cricche sono originate
e si propagano nel tallone di prova
analogamente a quanto accade in
esercizio, l’unica differenza è che la
propagazione viene accelerata in
modo che i tempi di produzione siano
economicamente e praticamente
accettabili. Questo tipo di difetto
viene ottenuto mediante l’applicazione di carichi di fatica, fatica
termica o corrosione sotto tensione.
Ognuno di questi metodi ha delle
limitazioni, ma tutti hanno il vantaggio di produrre difetti realistici e di
evitare saldature aggiuntive. Il principale svantaggio, simile a quello
discusso al punto (3), è la necessità di
ispezione aggiuntiva per confermare
la dimensione dei difetti ottenuti.
4. Ricerca bibliografica
4.1 Difetti ottenuti per innesto
Hook e Booler [5] hanno descritto la realizzazione di giunti difettosi utilizzati
per lo sviluppo delle procedure di ispezione per getti in materiali austenitici e
corrispondenti saldature nel circuito primario dell’impianto nucleare “Sizewell
B”, in Inghilterra. Varie cricche a caldo
sono state prodotte in barre rettangolari
ottenute da getti sottoposti ad un elevato
grado di vincolo. Da queste barre si sono
poi ottenuti dei provini criccati che sono
st a ti ins eriti in blocchi campione
mediante il procedimento “Hot Isostatic
Pressing” (HIPing), le cricche sono poi
state rivestite da uno strato relativamente sottile di materiale d’apporto.
Ammirato et al. [6] hanno realizzato dei
“mock-up” di saldature fra materiali dissimili, tipicamente presenti in impianti
nucleari tipo “boiling water reactor”
(BWR) e “pressurised water reactor”
(PWR), per un progetto di ricerca atto a
migliorare le tecniche di controllo non
distruttivo. Tali saldature dissimili sono
normalmente eseguite per saldare bocchelli in acciaio al carbonio a “safe-end”
o tubazioni in acciaio inossidabile, ma
anche in altre posizioni come il “control
rod drive mechanism” (CRDM) e vari
elementi di pressurizzatori o generatori
di vapore. I “mock-up” sono stati realizzati inserendo intagli superficiali in saldature che simulavano la tipica configurazione dei giunti bocchello/safe-end;
gli intagli erano orientati in direzione
circonferenziale ed assiale, rispetto alla
geometria del “mock-up”. Inoltre, sono
state inserite delle cricche prodotte
mediante saldatura, la memoria non contiene dettagli sul metodo di deposizione
di queste ultime.
4.2 Modifica del procedimento di
saldatura
Dianov [7] ha esaminato i risultati di
vari progetti sperimentali sulla distribuzione di diversi tipi di difetti in tubi di
piccolo spessore saldati con procedimento TIG, utilizzati per riscaldatori di
alta pressione in centrali nucleari, e la
probabilità di rilevazione di tali difetti
mediante diversi metodi CND. Lo scopo
di questo studio era la selezione di
metodi CND appropriati in termini di
“produttività” (deve essere simile a
quella del procedimento di saldatura) e
di probabilità di rilevazione. Al fine di
ottenere giunti contenenti i tipi di difetti
richiesti, la saldatura è stata eseguita con
variazioni intenzionali rispetto alle
normali procedure, per esempio aumentando la velocità di saldatura, abbassando la corrente di base, aumentando la
distanza fra elettrodo e pezzo, spostando
l’elettrodo rispetto all’asse della saldatura oppure evitando di sgrassare i
lembi. Di conseguenza si sono ottenuti
giunti saldati con difetti tipo mancanza
di fusione, pori individuali, in catena, a
grappolo e inclusioni di tungsteno.
Una delle memorie sopracitate [5] contiene una descrizione dettagliata della
produzione di difetti realistici mediante
modifica del procedimento di saldatura.
Questi sono stati inseriti utilizzando
metodi sviluppati in modo da minimizzare le conseguenze sulla microstruttura
e sulla dimensione del grano, in quanto
queste hanno effetti non trascurabili sui
risultati dell’ispezione. Difetti tipo mancanza di fusione laterale sono stati ottenuti mediante saldatura TIG, mentre
cricche a caldo sono state ottenute utilizzando elettrodi rivestiti non appropriati,
oppure con composizione chimica prona
alla formazione di cricche. Difetti tipo
“disbonding” fra substrato e riporti di
placcatura sono stati ottenuti mediante
Riv. Ital. Saldatura - n. 5 - Settembre / Ottobre 2011 675
M. Consonni et al. - Realizzazione di giunti saldati con difetti realistici
placcatura su un substrato precedentemente modificato (ulteriori dettagli non
sono stati pubblicati).
Chabenat et al. [8] hanno preso in esame
una serie di metodi utilizzati per produrre difetti in “mock-up” per la qualifica e la validazione di controlli non
distruttivi su componenti di PWR.
Questi sono elencati nella Tabella I.
4.3 Difetti ottenuti per lavorazione di
macchina
Difetti simulati tipo corrosione per vaiolatura (pitting) sono stati ispezionati
mediante tecnica “shear-wave time of
flight diffraction” (S-TOFD) da Baskaran et al. [9]. I difetti sono stati ottenuti
per elettroerosione e mediante l’applicazione di carichi di fatica.
4.4 Difetti ottenuti per propagazione
Per poter valutare la possibilità di individuare difetti tipo corrosione intergranulare sotto tensione (intergranular stresscorrosion cracking - IGSCC), Ammirato
et al. [6] hanno esplorato la possibilità di
produrre talloni contenenti cricche da
corrosione intergranulare reali. Secondo
la memoria pubblicata in seguito a tale
progetto [10], alcune prove preliminari
hanno dimostrato che la corrosione intergranulare in saldature in Inconel può
essere ottenuta sottoponendo appositi
campioni a carichi statici in soluzioni
chimiche appropriate. Lo stesso tipo di
difetti è stato considerato da Neundorf et
al. [2] per la calibrazione di procedure di
controllo ultrasonoro per “in service
inspection” di riporti di placcatura in
impianti nucleari tipo BWR. Il motivo
principale per tale ricerca era dato dalla
preoccupazione che l’uso di riflettori
campione per la calibrazione e la qualifica di controlli ultrasonori non fosse sufficiente per poter individuare difetti
causati da corrosione sotto tensione.
Considerando l’impossibilità di ottenere
componenti con difetti reali da BWR,
diverse tecniche sono state sviluppate per
ottenere difetti più realistici possibile:
• Innesto di cricche da un componente
reale o prodotto separatamente (si
veda 4.1). Dato che la profondità di
tali cricche può essere determinata
solamente mediante CND, questo
metodo è considerato rischioso.
• Produzione di cricche a caldo attraverso il riempimento di una cavità
con materiale d’apporto (si veda 4.2).
In tal caso è difficile controllare
l’esatta dimensione delle cricche,
d’altra parte si possono ottenere
cricche molto “fini”, quindi aventi
una delle caratteristiche tipiche delle
cricche da corrosione sotto tensione.
• Generazione di cricche attraverso
l’applicazione di cicli termici e
carichi costanti. Per produrre tali
cricche, viene eseguito uno scavo nel
componente mediante molatura o
lavorazione di macchina. Viene poi
saldata una barra tensionatrice su un
lato dello scavo e attraverso questa si
applica un carico. In seguito, la cricca
è generata attraverso una sequenza di
riscaldamenti e raffreddamenti.
Una volta che la barra tensionatrice è
st a t a rimos s a, i lati della cricca
vengono spinti uno contro l’altro e lo
scavo è riempito mediante saldatura.
Quest’ultimo metodo è stato selezionato
perché permette di minimizzare l’influenza del materiale d’apporto sulla
risposta ai CND.
Virkkunen et al. [4] hanno sviluppato
una procedura per produrre difetti basata
su fatica termica controllata. Secondo
Virkkunen, i tradizionali svantaggi associati a difetti realistici ottenuti per propagazione possono essere eliminati dai
progressi nel controllo della propagazione di cricche mediante fatica termica.
La procedura di validazione sviluppata
da Virkkunen ha risolto il tradizionale
problema di dover eseguire CND supplementari per determinare le dimensioni delle cricche ottenute. Un simile
approccio può essere utilizzato per qualsiasi procedura per la propagazione di
cricche che sia facilmente ripetibile.
Seguendo la procedura sviluppata, le
cricche da fatica termica sono state utilizzate in numerose applicazioni incluse
la qualifica, la validazione e lo sviluppo
di metodi CND innovativi.
Un ulteriore esempio di difetti prodotti
artificialmente è quello delle cricche da
corrosione sotto tensione interdendritiche (Interdendritic Stress Corrosion
Cracks - IDSCC), tipiche di saldature
eseguite con materiale d’apporto tipo
182 per impianti nucleari. Nell’ambito
di uno studio condotto da Svahn et al.
[11], utilizzando una tecnica detta
Mechanical Tightening Defect (MTD), è
stato possibile produrre segnali di risposta molto simili a quelli creati da difetti
IDSCC reali.
5. Produzione di difetti realistici
presso TWI
5.1 Introduzione
La maggioranza dei difetti realistici prodotti presso TWI è ottenuta mediante
modifica dei procedimenti di saldatura,
applicazione di apposite tecniche di saldatura, lavorazione di ma c c h i n a o
mediante propagazione d i c r i c c h e
(metodi 2, 3 e 4 definiti nel punto 3).
Il seguente elenco include i principali
tipi di difetto prodotti finora presso
TWI:
• Mancanza di fusione laterale
• Mancanza di fusione al vertice
• Inclusione di scoria
• Cricche a caldo
TABELLA I - Sommario delle tecniche utilizzate per produrre difetti di saldatura in “mock-up” per applicazioni nel settore
nucleare, da Chabenat et al. [8].
Tipo di difetto
Inclusioni e porosità
Mancanza di fusione
e penetrazione
Tecnica di deposizione
Modifica del procedimento
di saldatura
Vantaggi
Lunghezza e diametro controllabili Volume e densità non controllabili
Le dimensioni possono essere
controllate precisamente
Cricche a caldo
Modifica del procedimento
di saldatura (geometria della
passata, parametri)
Si possono ottenere difetti con
altezza ridotta, fino a 2 mm
Cricche a freddo
(da idrogeno)
Non descritta
Si possono ottenere difetti molto
“fini” (tipo cricca)
676 Riv. Ital. Saldatura - n. 5 - Settembre / Ottobre 2011
Svantaggi e limiti
Nessuno svantaggio significativo
Orientamento e ramificazioni
non controllabili
M. Consonni et al. - Realizzazione di giunti saldati con difetti realistici
(a)
(b)
(c)
Figura 1 - Sequenza tipica della tecnica detta “TIG bridging”: (a) Bulinatura dei margini del difetto e prima passata TIG; (b) Deposizione delle
passate TIG per “tracciare” i margini dell’incollatura; (c) Difetto dopo realizzazione delle passate di collegamento “bridging” (nota: tali passate
sono eseguite in modo tale da non fondere il lembo di saldatura).
l’inserto metallico sono “spinti” verso il
lembo della s aldatura, o t t e n e n d o
un difetto molto “fine”, che corrisponde
alla configurazione di una reale mancanza di fusione laterale. Entrambe le
tecniche permettono inoltre un controllo
molto accurato della dimensione del
difetto, come mostrato nella Tabella II.
Le mancanze di fusione laterali in posizione superficiale sono sempre ottenute
mediante “TIG bridgin g ” . C o m e
mostrato nella Figura 2 (c), l’apertura
superficiale della cricca tende ad allargarsi a causa del ritiro di saldatura,
quindi non è possibile ottenere difetti
molto “fini” con questa tecnica.
5.2 Mancanza di fusione laterale
(incollatura laterale)
I d if e tti tip o m a nc a nz a di fusi one
vengono ottenuti presso TWI mediante
due tecniche:
• “TIG bridging”.
• Uso di inserti metallici o non metallici.
La tecnica “TIG bridging” consiste nel
“tracciare” i margini dell’incollatura sul
lembo di saldatura designato, mediante
passate TIG (Figg. 1(a) e 1(b)), per poi
riempire la superficie delimitata attraverso ulteriori passate TIG, depositate in
modo che non ci sia fusione del materiale base (Fig. 1(c)). La morfologia
tipica di difetti ottenuti con questa
tecnica è mostrata nella Figura 2.
Le incollature laterali ottenute utilizzando inserti metallici o non metallici
vengono prodotte mediante puntatura
dell’inserto nella posizione richiesta,
quindi alcune passate TIG vengono
depositate fino a coprire l’inserto e la
saldatura viene completata secondo la
WPS richiesta (Fig. 3). In caso di inserti
metallici, questi sono normalmente di
materiale diverso da quello del tallone di
prova (per esempio acciaio a medio-alto
carbonio).
In entambi i casi sopra descritti, a causa
della contrazione del materiale d’apporto depositato con le passate di riempimento, le passate di “TIG bridging” e
(a)
(b)
(c)
•
•
•
•
Cricche a grappolo (cluster cracks)
Cricche trasversali in saldatura
Porosità
Cricche a freddo / da idrogeno / in
ZTA
• Cricche da frattura fragile o fatica.
Di seguito vengono descritti alcuni
recenti esempi di tecniche utilizzate per
la produzione di tali difetti e la loro
applicazione. Ulteriori dettagli sulle tecniche elencate sopra ma non descritte in
questo articolo sono disponibili in una
memoria pubblicata da TWI e preparata
da W. Lucas [12], la quale riassume il
lavoro eseguito in supporto del “safety
case” per la centrale nucleare tipo PWR
di “Sizewell B”.
5.3 Mancanza di fusione al vertice
Difetti tipo mancanza di fusione al vertice
(analoghi alla mancanza di penetrazione)
possono essere ottenuti mediante elettroerosione o saldatura TIG. Sebbene il
procedimento per elettroerosione sia
facilmente controllabile, il difetto ottenuto è caratterizzato da un’apertura relativamente larga e da un raggio elevato
Figura 2 - Sezioni macrografiche in direzione trasversale rispetto a difetti realistici tipo mancanza di fusione laterale ottenuti mediante tecnica
“TIG bridging”: (a, b) Difetto interno a diversi ingrandimenti; (c) Difetto superficiale. Scala millimetrica.
Riv. Ital. Saldatura - n. 5 - Settembre / Ottobre 2011 677
M. Consonni et al. - Realizzazione di giunti saldati con difetti realistici
(a)
(b)
Figura 3 - Sezioni macrografiche in direzione trasversale alla saldatura ottenute in
corrispondenza di un’incollatura laterale prodotta con inserto metallico. Le frecce in nero
(b) indicano i limiti del difetto. Scala millimetrica.
all’apice (Fig. 4 (c)), di conseguenza
non si può ottenere una replica fedele
di una mancanza di fusione reale, la quale
viene simulata più precisamente se il
difetto è ottenuto mediante saldatura
(Figg. 4 (a) e 4 (b)). Per ottenere difetti
realistici mediante saldatura manuale
TIG, alcune passate vengono applicate
sulla “spalla” di uno dei due lembi di saldatura. Queste vengono poi molate parallelamente alla spalla opposta, ottenendo
una superficie pari alle dimensioni richieste per il difetto che viene poi accoppiata
a lembi retti. Quindi, piccole passate TIG
vengono depositate sopra queste prime
passate, assicurandosi che la superficie di
contatto fra l’area molata e la spalla
opposta non venga fusa. Ciò lascia
un’area non fusa che simula la presenza
di un difetto al vertice.
Come mostrato nella Tabella II, tale procedura manuale permette di ottenere
difetti le cui dimensioni rientrano nelle
tolleranze richieste, anche per dimensioni assolute molto ridotte (da 1 a 3 mm
in altezza).
5.4 Inclusione di scoria
W. Lucas ha descritto la procedura utilizzata da TWI per ottenere difetti tipo
inclusione di scoria [12]. Nella saldatura
ad elettrodo manuale, la scoria è formata
da residui provenienti dal rivestimento
degli elettrodi, principalmente prodotti
della disossidazione derivati dalla reazione fra l’aria e l’ossido superficiale.
La scoria rimane “intrappolata” nel
giunto quando la sovrapposizione fra
due passate successive è inadeguata e si
forma una sorta di interstizio. Quando lo
strato di saldatura successivo viene
depositato, la scoria intrappolata in
questo interstizio non viene fusa, quindi
non raggiunge la superficie del bagno e
non può es s ere rimos s a. D i cons eguenza, inclusioni di scoria si possono
verificare in saldature a passate multiple
a causa di incisioni marginali eccessive
o a causa del profilo irregolare delle
passate precedenti. Normalmente le
inclusioni di scoria hanno forma lineare
e possono essere continue o discontinue
lungo la direzione di saldatura.
(a)
(b)
Come riportato da Lucas, è possibile
inserire inclusioni di scoria in qualsiasi
posizione nel volume di una saldatura
attraverso la deposizione di passate in
una sequenza tale da produrre una sorta
di “scavo”, all’interno del quale viene
inserito flusso o rivestimento in polvere.
Lo “scavo” viene quindi chiuso con
piccole passate TIG; queste e le passate
successive provocano la fusione della
scoria producendo un difetto molto
simile ad una reale inclusione di scoria,
come mostrato nella Figura 5.
5.5 Cricche a caldo
Le cricche a caldo sono normalmente
dovute ad incorrette dimensioni o forma
della passata di saldatura. Queste sono
normalmente longitudinali e limitate al
volume del metallo fuso. Cricche a caldo
possono essere introdotte usando particolari accorgimenti in saldatura e modificando la geometria della passata in
modo da ottenere cricche realistiche
(Figg. 6 (a) e 6 (b)). Inoltre, è possibile
produrre cricche “a grappolo” (cluster
cracks, Fig. 6 (c)).
L’opzione preferita è quella di modificare appositamente il procedimento di
saldatura perché questa consente maggiore controllo sulla dimensione dei
difetti e sulla loro posizione e orientamento.
5.6 Elettroerosione
Come discusso nel punto 3, la lavorazione di macchina e l’elettroerosione
sono i metodi maggiormente controllabili per la produzione di difetti. Data la
natura di tali operazioni, tali difetti sono
in diversi casi più simili a “riflettori
campione” piuttosto che a difetti realistici (vedi punto 2).
(c)
Figura 4 - Sezione macrografica trasversale ottenuta attraveso difetti realistici in passate di vertice: (a, b) Difetto ottenuto mediante saldatura
manuale TIG; (c) Difetto ottenuto mediante elettroerosione. Scale millimetriche, si noti il diverso ingrandimento.
678 Riv. Ital. Saldatura - n. 5 - Settembre / Ottobre 2011
M. Consonni et al. - Realizzazione di giunti saldati con difetti realistici
Comunque, ci sono casi in cui in base ai
requisiti delle normative di riferimento e
alle considerazioni degli esperti di CND,
il controllo della dimensione, posizione
e orientamento di un difetto intenzionale
è considerato più importante della capacità di riprodurre l’esatta morfologia di
un difetto reale.
U n e s e mp io spe c i fi c o è que l l o de l
“mock-up” di un giunto bocchello-mantello per recipienti a pressione, avente
spessore 140 mm e realizzato mediante
procedimento ad arco sommerso presso
TWI, per la validazione di una procedura di controllo ultrasonoro (UT). La
posizione, le dimensioni e l’orientamento dei difetti (inclinazione e sbieco)
nella saldatura bocchello-mantello e sul
raggio interno del bocchello sono stati
selezionati in accordo con i requisiti
del codice ASME sezione XI articolo
IWB-3512.
Le procedure utilizzate per ottenere i
difetti sono state qualificate secondo la
sequenza descritta nel punto 6. A seguito
di queste prove di qualifica, si è osservato che producendo i difetti con tecnica
manuale non sarebbe stato possibile
garantire le tolleranze richieste sugli
a ngoli di inclinazione e s bieco.
In aggiunta, ai fini della validazione
della procedura UT, non è stato ritenuto
necessario utilizzare difetti realisitici.
Di conseguenza, tutti i difetti sono stati
prodotti mediate elettroerosione (Fig. 7).
Nel caso di difetti a metà spessore, al
fine di evitare che questi venissero fusi
dalle passate successive ad arco sommerso, piccole passate TIG sono state
depositate immediatamente al di sopra
(a)
(b)
Figura 5 - Sezione macrografica di una
saldatura con inclusione di scoria
intenzionale. Scala millimetrica.
dell’intaglio, prima di riprendere la saldatura ad arco sommerso. I parametri
utilizzati per depositare queste passate
TIG sono stati registrati durante le prove
di qualifica, in modo da ottenere risultati
simili nel blocco campione finale.
6. Produzione di giunti
contenenti difetti presso TWI
6.1 Generale
La produzione di saldature contenenti
difetti presso TWI viene normalmente
organizzata in tre fasi:
1. Specifica.
2. Prove preliminari e di qualifica.
3. Produzione del giunto difettoso.
Queste sono descritte in dettaglio nei
seguenti punti da 6.2 a 6.4.
6.2 Specifica
Per produrre un giunto contenente difetti
è necessario innanzitutto specificare il
tipo di difetti, le quantità per ogni tipo, la
posizione (superficiale, interna, in ZTA,
saldatura o materiale base), l’orienta-
(c)
Figura 6 - Sezioni macrografiche di talloni di prova contenenti cricche a caldo: (a, b) Difetti ottenuti mediante saldatura manuale;
(c) Cricche a grappolo ottenute mediante saldatura manuale. Scale millimetriche.
(a)
(b)
(c)
Figura 7 - (a, b) Sezioni macrografiche di una saldatura bocchello-mantello con difetti ottenuti per elettroerosione, si noti l’angolo di inclinazione
rispetto all’asse della saldatura; (c) Immagine da pellicola radiografica nella quale si evidenzia l’angolo di sbieco rispetto alla direzione della
saldatura. La proiezione del difetto sulla lastra è intuibile all’interno della linea bianca. Scala millimetrica.
Riv. Ital. Saldatura - n. 5 - Settembre / Ottobre 2011 679
M. Consonni et al. - Realizzazione di giunti saldati con difetti realistici
me n to ( in c lin a zi one e sbi e c o) e l e
dimensioni. Inoltre è necessario specificare il tipo di giunto e la specifica di saldatura (WPS).
Questi ultimi sono solitamente identici a
quelli dei giunti realizzati in produzione,
mentre la scelta del tipo di difetto, delle
dimensioni, posizioni e orientamenti
dipende da uno o più dei seguenti fattori:
• Normative di riferimento per i CND.
Per esempio, il Code Case ASME
2235-9 [13] contiene tabelle che indicano diversi valori del rapporto
altezza/lunghezza, usati per selezionare il tipo di difetti e le dimensioni.
• Considerazioni di meccanica della
frattura. In alcuni casi, specifiche
valutazioni di “fitness for service”
sono eseguite per determinare le
dimensioni critiche minime dei vari
tipi di difetto. Queste possono quindi
essere riprodotte nel saggio di prova,
per dimostrare che difetti aventi tali
dimensioni possono essere rilevati
con i metodi CND utilizzati in produzione.
• Esperienza in esercizio. Un giunto
c o n te n e n te di fe t t i può e sse re
disegnato in modo da simulare dei
difetti effettivamente rilevati in componenti in esercizio, così da sviluppare le procedure CND da applicare
ai componenti stessi o componenti
aventi geometria e condizioni operative simili (si veda l’esempio nel
punto 7).
• Altre considerazioni riguardanti i
CND. Per esempio, la valutazione di
un esame radiografico è più accurata
se difetti tipo mancanza di fusione
laterale sono posizionati a lato sorgente.
Tipicamente, vengono prodotti una serie
di tabelle e disegni tecnici, i quali
mostrano varie sezioni trasversali del
giunto e forniscono tutte le informazioni
di cui sopra.
6.3 Prove preliminari e di qualifica
Secondo quanto concluso dalle varie
memorie disponibili in letteratura
(punto 4), il principale svantaggio dei
difetti ottenuti attraverso modifica della
procedura di saldatura e per propagazione è l’impossibilità di tenere sotto
controllo l’esatta dimensione dei difetti
quando questi vengono prodotti. Questa
può solamente essere valutata mediante
CND dopo saldatura, quindi con un
680 Riv. Ital. Saldatura - n. 5 - Settembre / Ottobre 2011
errore di misura intrinseco relativamente
elevato.
Si noti che la produzione di giunti saldati
contenenti difetti viene eseguita nella
maggior parte dei casi da TWI per
aziende che utilizzano tali giunti per la
qualifica o validazione di CND.A causa
del grado di confidenzialità associato a
tali progetti, i risultati delle attività di
validazione e qualifica spesso non sono
comunicati a TWI o, se lo sono, non
possono essere pubblicati. Di conseguenza, in questa memoria non è possibile valutare la risposta ottenuta da tali
difetti durante l’esame con diverse tecniche CND né mettere a confronto tale
risposta con quella ottenuta da difetti
reali.
Per superare queste limitazioni ed assicurare che i difetti ottenuti siano il più
vicino possibile alle dimensioni richieste, TWI ha sviluppato un programma di
prove preliminari e di qualifica, da completare prima di iniziare la produzione
del giunto contenente difetti.
Tali prove sono tipicamente eseguite su
lamiere o tubi (a seconda della geometria del giunto finale) saldati testa a testa,
ne i quali viene ins erito almeno un
difetto per ogni tipo di difetto richiesto.
Quindi viene applicata una procedura di
qualifica interna a TWI, simile a quelle
richieste dalle più comuni normative per
la qualifica di procedimento di saldatura
(ASME IX, serie EN ISO 15614, ecc.):
1. Durante la realizzazione dei talloni di
qualifica, i parametri di saldatura e i
metodi usati per ottenere i difetti sono
monitorati e registrati, in modo da
poter essere ripetuti fedelmente
durante la realizzazione del tallone
finale.
2. Una volta completati i talloni di qualifica, questi vengono esaminati con
una combinazione di CND (esame
mediante liquidi penetranti, particelle
magnetiche o radiografico) e prove
distruttive (micro e macrografie), allo
scopo di misurare l’esatta dimensione
dei difetti, determinarne la morfologia e controllare che l’inserimento del
difetto non produca variazioni microstrutturali che potrebbero inficiare i
controlli non distruttivi.
3. Le dimensioni ottenute vengono
quindi messe a confronto con quelle
richieste e con i criteri di accettabilità
(tolleranze dimensionali) stabiliti da
TWI.
4. Una procedura di deposizione utilizzata per un determinato tipo di difetto
è considerata qualificata se queste
due condizioni sono soddisfatte:
• La morfologia del difetto realistico è simile a quella del corrispondente difetto reale.
• La differenza fra le dimensioni
effettive di ciascun difetto e le
dimensioni richieste è inferiore a
± 0.5 mm in altezza (through-wall
extent) e ± 1 mm in lunghezza.
5. Se non si ottengono le condizioni
al punto (4), la procedura di qualifica
viene modificata e rip r e n d e d a l
punto (1).
Nella Tabella II sono presentati i risultati
di una serie di misure eseguite su vari
tipi di difetti realizzati durante attività di
qualifica presso TWI, alcuni dei quali
corrispondono a quelli mostrati nel
punto 5. Le dimensioni richieste per i
difetti riportati nella Tabella II variano
da 1 a 8 mm in altezza e da 6.8 a 30 mm
in lunghezza. I massimi valori di errore,
cioè le massime differenze fra le dimensioni richieste ed ottenute, sono + 0.88
in altezza (limite di acce t t a b i l i t à
± 0.5 mm) e -1.1 mm in lunghezza
(limite di accettabilità ± 1 mm). Si noti
che questi valori al di fuori dei criteri di
accettabilità si sono verificati in un solo
caso e che i valori di errore medi rilevati
sono + 0.16 e -0.2 mm ni altezza e lunghezza, rispettivamente, quindi abbondantemente entro i criteri di accettabilità.
Si noti inoltre che non è stato possibile
determinare la lunghezza ottenuta per
difetti interni quali incollature laterali, a
causa del loro angolo di inclinazione
rispetto all’asse della saldatura, che li
rende difficilmente rilevabili mediante
esame radiografico. Comunque, le tecniche utilizzate per ottenere tali difetti permettono un controllo molto preciso della
lunghezza (punto 5.2) quindi la mancanza di queste misure non è considerata
significativa per la qualifica della procedura di deposizione dei difetti.
6.4 Produzione dei giunti contenenti
difetti e controllo finale
Una volta completata la procedura di
qualifica e dimostrato che tutti i tipi di
difetti richiesti possono essere ottenuti
secondo le tolleranze richieste, è possibile preparare il giunto finale.
Quando questo è completato, viene eseguito un esame ultrasonoro per verifi-
M. Consonni et al. - Realizzazione di giunti saldati con difetti realistici
TABELLA II - Riassunto delle dimensioni ottenute durante prove di qualifica.
Distanza
Altezza
Errore
Lunghezza Lunghezza
Errore in
Altezza
dalla
(2)
(1)
Figura
,
richiesta,
in
altezza,
richiesta,
ottenuta
lunghezza,
ottenuta , mm
supeficie
mm
mm
mm
mm
mm
esterna, mm
Mancanza di fusione laterale, difetto interno
Figura 2 (a, b)
32
5.5
5.62
0.12
30
NA(3)
NA(3)
Ottenuto con
12
2
2.71
0.71
14
NA(3)
NA(3)
inserto metallico
Figura 3
12
2
2.48
0.48
14
NA(3)
NA(3)
16
4
3.5
-0.5
8
8
0
Mancanza di fusione, rinforzo di saldatura
Figura 2 (c)
3
3.25
0.25
15
15
0
1
1.15
0.15
7.1
6.5
-0.6
Mancanza di fusione, al vertice della saldatura
1
0.76
-0.24
7.1
6
-1.1
Figura 4 (a, b)
3
2.5
-0.5
10
10
Appr 0
Elettroerosione Figura 4 (c)
1
1
0
10
10
0
Cricche a caldo
12
4
4.88
0.88
25
25
Appr 0
Cricche trasversali in metallo fuso
10
3
3.28
0.28
6.8
7.2
0.4
any
8
8
0
13
12.6
0.4
Cricche in materiale base
4
3
3.4
0.4
25
24
-1
Errore
massimo
Errore
massimo
Errore massimo
+0.88
-1.1
in altezza, mm
in lunghezza, mm
Errore medio in
Errore medio
Errore medio
+0.16
-0.2
altezza, mm
in lunghezza, mm
Tipo
di difetto(4)
Note
(1)
(2)
(3)
(4)
Misura ottenuta da micro o macrografie.
Misura ottenuta mediante esame radiografico (difetti interni) o esame a liquidi penetranti (difetti superficiali).
A causa dell’orientamento del difetto, non è possibile misurarne la lunghezza.
I difetti tipo mancanza di fusione sono stati ottenuti mediante tecnica “TIG bridging”, a meno che non venga specificato altrimenti.
care che i difetti richiesti siano stati
effettivamente inseriti e siano rilevabili.
Viene inoltre registrata qualsiasi indicazione non corrispondente a difetti inseriti intenzionalmente.
7. Progetto recente presso TWI
In seguito alla scoperta di perdite da due
saldature tra tubo e collettore in un
impianto con recupero del calore, un
cliente ha chiesto a TWI di identificare e
valutare vari metodi di controllo non
distruttivo per valutare le condizioni
delle rimanenti saldature dello stesso
tipo. Lo scopo di tali CND era quello di
rilevare e valutare cricche superficiali e
sub-superficiali formatesi in esercizio, in
aggiunta ad eventuali difetti pre-esistenti.
TWI ha eseguito le seguenti operazioni:
• Preparazione di un blocco campione,
realizzato sul modello del collettore,
contenente sei difetti realistici artificiali di differenti dimensioni (Fig. 8).
• Sviluppo di tecniche CND che permettessero di rilevare e dimensionare
accuratamente tutti i sei difetti.
• Preparazione di procedure CND per
l’applicazione in sito.
Data la difficoltà di ottenere difetti realisitici tipo mancanza di fusione in giunti
di dimensioni ridotte, varie prove di saldatura preliminari sono state eseguite
prima di preparare il blocco campione.
I risultati di queste prove sono mostrati
ne l le F igure 8(a) e 8(b), le quali
mostrano sezioni trasversali di difetti di
diverse dimensioni, ottenuti secondo la
geometria richiesta dal cliente.
Le procedure CND finali sono state
basate su:
• Esame ultrasonoro mediante “Phased
Array” (Swept Beam Phased Array
Ultrasonic Testing - PAUT) per rilevare e dimensionare difetti interni o
al vertice del giunto.
• Esame mediante particelle magnetiche per rilevare e dimensionare difetti
superficiali.
L’esame ultrasonoro mediante “Phased
Array” è stato sviluppato utilizzando
un apposito “tube scanner” (dispositivo
porta-sonda che viene fissato al tubo
e mediante il quale la sonda stessa
viene fatta ruotare attorno al tubo),
questo ha permesso di ispezionare l’interno del tubo nonostante il ridotto
spazio di movimento (non era possibile
muovere la sonda manualmente). Infine,
le procedure CND sono state validate
per l’utilizzo in sito e presentate al
Cliente.
L’apparecchiatura così sviluppata ha
la capacità di ispezionare una vasta
gamma di tubi, con diametro variabile
fra 21 mm (0.84”) e 114 mm (4.5”) e può
essere applicata a saldature di testa fra
tubi, come a saldature fra tubi ed altri
componenti. Il dispositivo porta-sonda
utilizzato per PAUT richiede una luce di
soli 12 mm (0.5”), permettendo di controllare aree ad accesso limitato, per
esempio a causa di tubi saldati in posizioni limitrofe o per la vicinanza di altre
strutture.
Riv. Ital. Saldatura - n. 5 - Settembre / Ottobre 2011 681
M. Consonni et al. - Realizzazione di giunti saldati con difetti realistici
8. Conclusioni
In base ai progetti di ricerca e sviluppo
descritti in questo articolo, è possibile
trarre le seguenti conclusioni:
1. TWI è in grado di produrre giunti
saldati con difetti realistici, rappresentativi dei principali tipi di difetti di
saldatura.
2. Utilizzando le diverse tecniche per
ottenere difetti realistici disponibili
presso TWI, le tolleranze dimensionali (cioè la differenza fra dimensioni
ottenute e dimensioni richieste) sono
garantite entro ± 0.5 mm in altezza
(through-wall extent) e ± 1 mm in
lunghezza.
3. Per motivi di confidenzialità, non è
possibile discutere in questo articolo
dei risultati dei controlli non distruttivi eseguiti su tali giunti. Quindi, non
è possibile comparare la risposta prodotta da difetti realistici con quella
ottenuta da difetti reali.
4. TWI ha sviluppato una procedura
di qualifica per i diversi metodi di
deposizione dei difetti, la quale
prevede l’esecuzione di prove preliminari di saldatura, seguite da esami
d is tr u ttiv i e non di st rut t i vi c he
vengono valutati secondo i criteri di
accettabilità indicati al punto (2).
I parametri di saldatura e i dettagli
delle tecniche di deposizione sono
r e g is tr a ti d u ra nt e t a l i prove di
qualifica.
5. Per assicurare che le dimensioni e
la morfologia dei difetti siano consistenti, il giunto finale viene eseguito
utilizzando gli stessi parametri e
procedure di saldatura applicati in
qualifica.
(a)
(b)
(c)
(d)
Figura 8 - (a) Sezione macrografica ottenuta trasversalmente ad un difetto di lunghezza
richiesta 2 mm, prima di completare la saldatura tubo-collettore (le frecce indicano i margini
del difetto); (b) Sezione macrografica ottenuta trasversalmente ad un difetto di lunghezza
richiesta 5 mm, prima di completare la saldatura tubo-collettore (le frecce indicano i margini
del difetto); (c) Blocco campione completo di tre giunti tubo-collettore; (d) Dimensionamento
in altezza (through-wall) di un difetto di lunghezza 6 mm, ottenuto con esame ultrasonoro
mediante “Phased Array”. Scale millimetriche.
6. Al fine di uniformare tali procedure
di qualifica in ambito internazionale,
è auspicabile che esperti di CND
e comitati che si occupano delle
relative norme tecniche considerino
la pubblicazione di procedure
standard per la qualifica dei procedimenti atti a produrre difetti realistici.
9. Ringraziamenti
Gli autori ringraziano i colleghi: Nigel
Allison, Mark Tiplady, Rita Banks, Ivan
Pinson, Nathan Decourcelle, Capucine Carpentier, Bill Lucas e tutti i clientiTWI che
hanno dato il permesso di utilizzare dati ed
immagini da vari progetti confidenziali.
© TWI Ltd, 2011.
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682 Riv. Ital. Saldatura - n. 5 - Settembre / Ottobre 2011
M. Consonni et al. - Realizzazione di giunti saldati con difetti realistici
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Marcello CONSONNI, si è laureato nel 2002 in Ingegneria dei Materiali presso il Politecnico di Milano. Dal 2002 al 2006 ha
lavorato nel dipartimento di Materiali e Metallurgia presso Ansaldo Camozzi di Milano (ora Mangiarotti Nuclear), azienda
specializzata nella costruzione di apparecchi a pressione per il settore nucleare e Oil&Gas. Nel 2006 ha conseguito il diploma di
International Welding Engineer presso l’IIS di Genova. Da fine 2006 lavora presso The Welding Institute (TWI) di Cambridge
(UK), inizialmente nel dipartimento di Fracture Integrity Management ed attualmente nel dipartimento di Welding
Engineering.
David HOWSE, è entrato a far parte del TWI nel 1994; attualmente lavora nel team “Arcs Process, Fabrication and Welding
Engineering” come Consultant Welding Engineer. Tale gruppo svolge servizi di consulenza industriale, ricerca, sviluppo e
formazione a livello mondiale. Ha esperienze specifiche in relazione ad una vasta gamma di processi di saldatura ad arco e laser
ed alla loro applicazione in molti settori industriali ed ha conoscenza dei più importanti codici e regolamenti internazionali.
Prima della sua attività al TWI, ha lavorato nell’industria delle costruzioni offshore e nel campo delle costruzioni civili come
supervisore di progetti di fabbricazione di strutture in acciaio in tutto il Regno Unito. Ha poi lavorato per un importante
produttore europeo di acciaio, a sostegno dell’unità di business commerciale legata alle attività di saldatura. Ha conseguito una
laurea in Metallurgia presso l’Università di Leeds ed un Dottorato in Ingegneria presso l’Università di Warwick.
Chen FUN WEE, svolge attività nel TWI a partire dal 2007 e lavora come Project Engineer nel Dipartimento TWI in Malesia
dove ha condotto attività di Risk Based Inspection (RBI) nell’ambito della gestione del rischio di impianti chimici e della
produzione di energia; ha effettuato la qualificazione di procedure di saldatura, in accordo alla norma BS EN 15614-2, per la
fabbricazione di un serbatoio di stoccaggio e per un progetto di monorotaia; ha applicato il software QA / QC per la gestione
della fabbricazione, mediante saldatura, di un cantiere navale in Malesia ed ha effettuato corsi di Metallurgia per la formazione
di istruttori a livello universitario.
Charles SCHNEIDER, laureato in Matematica, è entrato nella divisione NDT del TWI nel 1997. È uno specialista nello sviluppo
di modelli statistici per l’affidabilità dell’ispezione radiografica e nel loro utilizzo per l’estrapolazione di dati relativi alla
mappatura della corrosione in componenti di impianti di grandi dimensioni. È stato anche Presidente di un Organismo
Indipendente di Qualificazione che sovraintende ai controlli ultrasonori Phased Array di saldature d’angolo per componenti in
pressione Magnox.
Riv. Ital. Saldatura - n. 5 - Settembre / Ottobre 2011 683
International Institute of Welding
Real-time monitoring of
weld pool during GTAW
using infrared
thermography and
analysis of infrared
thermal images ( °)
M. Vasudevan
N. Chandrasekhar
V. Maduraimuthu
A.K. Bhaduri
B. Raj
*
*
*
*
*
Summary
1. Introduction
In recent years there has been considerable advancement in automation of
welding processes using intelligent
methodologies to facilitate on-line
process monitoring and control, which
c a n a ls o b e u se d for re m ot e re pa i r
welding applications.
Intelligent automation of gas tungsten
arc (GTA) welding involves development of computer-based monitoring and
control software with Human Machine
Interface (HMI) that enables powerful,
flexible, and userfriendly operator interface by bringing together all displays
and functions needed for on-line monito r in g a n d c ont rol of t he we l di ng
machine.
The HMI system integrates system operation at a single level and it gives the
operator good visualization.
Real-time monitoring of the weld pool using infrared (IR)
thermography during gas tungsten arc (GTA) welding is gaining
importance due to the requirements for on-line monitoring and control
of the welding process.To facilitate real-time monitoring of the weld
pool, a computer-controlled GTA welding machine with sensing of the
weld pool using IR camera has been developed. The IR camera,
mounted on the torch assembly, monitors the molten pool and the
surface temperature distribution surrounding the weld pool during
GTA welding. Temperature profiles were measured on the plates using
thermocouples in combination with IR thermography to determine the
emissivity of the plate surface. GTA welding was carried out on
3 mm-thick 316LN stainless steel (SS) plates under different welding
conditions. IR thermal images were acquired on-line and analysed.
A linear relationship was obtained between the thermal bead width,
determined by line-scan analysis technique, and the actual bead width,
measured by cross-sectional optical microscopy. The computed
macroscopic temperature gradient and the actual of weld bead depth
of penetration showed an inverse relationship. Full-frame analysis was
carried out to estimate the surface temperature distribution for
square-butt weld joints. For 316LN SS weld joints, IR thermal
signatures were acquired for various weld defects, such as lack of
fusion, lack of penetration and tungsten inclusions, for use as reference
signatures for on-line monitoring during GTA welding.
KEYWORDS: Defects; imaging; infrared; lack of fusion; penetration
defects; thermography; visual inspection; welded joints.
(°) Doc. IIW-2044, recommended for publication
by Commission V “Quality Control and Quality
Assurance of Welded Products”.
*
Indira Gandhi Centre for Atomic Research Kalpakkam (India).
Riv. Ital. Saldatura - n. 5 - Settembre / Ottobre 2011 685
M.Vasudevan et al. - Real-time monitoring of weld pool during GTAW using infrared thermography and analysis of infrared thermal images
The HMI monitors and controls the
servo and stepper motors and process
parameters of the GTA welding machine
as per standard program, as well as
experimental requirements with the help
of interfaced Galil motion controller and
Programmable Logic Controller (PLC).
The HMI tracks and records the process
parameters of welding, such as voltage,
current, jog speed, current axis value, of
the welding machine. The HMI sends
commands to the Galil and PLC for controlling the jogging, point-to-point positioning, vector positioning, multiple
move sequence, wire-feeder up and
down movement, arc voltage controller
up and down movement, gas purge,
homing the machine (i.e. to keep the
machine at zero coordinates on all axes
by mechanical reference so that the
machine always starts from zero coordinates), cycle start and controls the torch
assembly by setting the parameter into
Galil motion control module and PLC.
Visual basic software has been developed and interfaced with the PLC and
Galil multiaxis motion control, by serial
and Ethernet communication. In this
way, a computer-operated fully automated GTA welding machine with HMI
has been developed and integrated to
facilitate the entire operation and control
of the machine by a computer.
Also, a computer-based multi-channel
data-acquisition system, employing a
RS485 network, has also been developed for validating temperature measurements at various locations along the
entire length on the plate surface close to
the weld using C-type thermocouples.
For this purpose, Visual Basic software
has been developed to acquire and
r e c o r d te mp e r a t ure s m e a sure d by
temperature indicators as a function of
time [1].
In order to monitor and control the
we ld in g o p e r a tions for produc i ng
quality welds in non-accessible areas,
sensors capable of monitoring and controlling the welding process is required
to be incorporated into the robot.
The significant advances in cameras in
recent years have made possible the
development of vision sensors for realtime monitoring and control of arc
welding processes. Vision sensors have
been used to monitor the seam position,
weld pool width and depth of penetration in arc welding processes [2-4].
686 Riv. Ital. Saldatura - n. 5 - Settembre / Ottobre 2011
Among the vision sensors, infrared (IR)
sensing is a natural choice for weld
process monitoring, as welding is inherently a thermal processing method.
Infrared sensing for weld process monit ori ng has been us ed by many
researchers [3, 5-9]. IR sensing can also
be used for detecting the occurrence of
various weld defects during welding as
they are known to cause perturbations in
the surface temperature distributions of
the plate being welded. The main advant a ge of IR s ens ing is its ability to
monitor several weld parameters simultaneously. However, the use of IR thermography for quantitative temperature
measurements in GTA welding is limited
by difficulties in handling the surface
emissivity variations, and the reflected
radiation from the arc light and the hot
tungsten electrode during welding.
Therefore, a number of issues must be
addressed when using IR thermography
for real-time imaging of the weld pool
during GTA welding.
In GTA welding, arc radiation occurs in
the spectral range of 0.34 and 1.8 μm,
while for wavelengths greater than 2 μm
the weld radiation is greater in magnitude than the arc energy [10]. Thus, it is
possible to improve the image quality
acquired by an IR camera by filtering
method and this now being commonly
followed to minimize the interference
from radiant reflection of the arc and the
electrode. Filters selectively pass the
desired wavelengths of IR radiation to
t he de tector w hile attenuating the
unwanted wavelengths that degrade the
image quality. Bicknell [11] improved
the IR image quality by using high-pass
and band-pass filters. Farson [12] used a
band-pass filter and shield to weaken the
arc and electrode interference from the
IR thermal radiation in GTA welding.
The accuracy of the measurement of the
surface temperature distributions of the
pl a t e during w elding us ing the IR
camera depends on the emissivity of the
plate, which in turn is highly dependent
on the surface condition of the plate.
The surface emissivity increases during
cooling and oxidation and hence, it is
difficult to measure the actual emissivity
during the cooling phase. As emissivity
is a function of temperature, variations
in the surface emissivity of the plate
needs to be experimentally quantified.
The objectives of the present investigations are as follows.
1. Apply IR sensing in real-time to
monitor the molten weld pool and the
surface temperature distribution surrounding the weld pool during GTA
welding of 316LN stainless steel (SS)
plate.
2. Relate the weld bead width and depth
of penetration to the me a su r e d
surface temperature distributions.
3. Compare the actual weld bead width
and depth of penetration with the
thermal bead width and the macroscopic temperature gradients computed from line-scan analysis of the
IR thermal image.
4. Estimate the surface temperature distribution for square-butt weld joints
from IR thermal images.
5. Acquire and record IR thermal signature images for weld joints with and
without weld defects.
2. Experimental
The experimental set-up used for realtime monitoring of the GTA welding
process using an infrared (IR) camera is
shown in Figure 1. The IR camera is
mounted on the torch assembly and
moves behind the torch at the welding
speed to capture instantaneous images of
the weld pool and the surrounding area
of the plate being welded. The IR thermography system used is an ALTAIR
workstation that comprises a JADE
MWIR camera, FG9800 digital PCI
frame grabber and ALTAIR software for
image acquisition and processing.
The JADE MWIR broad-band camera
Table 1 - GTA welding parameters used for IR thermography trials.
Parameters
Values
Current
50-95 A
Arc voltage
12 V
Torch speed
100 mm/min
Argon gas flow rate
10 l/min
M.Vasudevan et al. - Real-time monitoring of weld pool during GTAW using infrared thermography and analysis of infrared thermal images
Figure 1 - Automatic GTA welding set-up.
uses a high quantum efficiency focal
plane array LnSb detector that is cooled
by a high reliability Stirling cooler and
provides images of high sensitivity in
the wavelength range of 1.5-5.1 μm.
The IR camera uses a high-pass band
filter that permits only a portion of the
emitted energy in the wavelength range
of 4.99-5.10 μm, thereby minimizing the
interference from arc light and hot tungsten electrode on the image quality. This
IR camera with high-pass band filter is
capable of measuring temperatures in
the range 200-1500 °C with an accuracy
of ± 2 % over the entire range. Each scan
of the camera is transferred as a frame
consisting of 320 × 240 discrete intensity measurements at 50 frames per
second. The thermal images appear as
high-resolution colour images in realtime on a computer monitor and are
recorded.
a) Start
Figure 2 - Typical recomposed IR thermal
image of a GTA weld pool.
The calibration of the surface temperature measurements is carried out using
C-type thermocouples, which are spotwelded close to the weld region, and the
data are acquired in a computer through
temperature indicators over a RS485
network. The emissivity of 316LN SS
plate is determined by measuring temperatures close to the weld/base metal
interface, using both the thermocouple
and the IR camera simultaneously at
three different locations, viz. at the start,
middle and end of the weld length, from
which the heating and cooling cycles are
generated.
Autogenous GTA welding trials were
carried out on 3 mm - thick 316LN SS
plates of size 125 × 50 mm 2 to prepare
square-butt weld joints. The welding
parameters were varied as given in
Table 1 for achieving different weld
bead widths and depths of penetration.
b) Middle
A thin coating of activated flux was
applied on the weld joint area prior to
welding to mitigate variable weld bead
penetration caused by low sulphur
content (< 50 ppm). Samples cut from
the welded plates at the three thermocouple locations were polished and
etched to reveal the macrostructure from
which the weld bead width and depth of
penetration were measured using a
machinists’ microscope.
During these welding trials IR thermal
images are acquired. To improve the
accuracy of IR temperature measurements, two integration times of 230 μs
and 48 μs were used for the temperature
ranges of 200-600 °C and 545-1500 °C,
respectively. The recorded IR images
were then recomposed to produce composite images representing the entire
temperature range. Further analyses,
such as spot analysis, line-scan analysis,
c) End
Figure 3 - Heating and cooling cycles during GTA welding measured using C-type thermocouples and IR thermography on plate surface at three
weld length locations.
Riv. Ital. Saldatura - n. 5 - Settembre / Ottobre 2011 687
M.Vasudevan et al. - Real-time monitoring of weld pool during GTAW using infrared thermography and analysis of infrared thermal images
Figure 4 - Line-scan analysis for estimation
of weld bead width.
isothermal contouring, and full-frame
temperature profile analysis, of the
recomposed IR images were carried out
using the ALTAIR image processing
software. Figure 2 shows a typical IR
thermal image of a GTA weld pool.
To determine the emissivity values at the
t h r e e th e r mo c o u pl e l oc a t i ons, t he
heating and cooling cycle data from both
the sources were made to match well
(Figure 3). The emissivity values esti-
a) Start
mated were 0.6,
0.44 and 0.4,
respectively, at
the start, middle
and end of the
w eld.
Thes e
values are in
agreement with
the emis s ivity
values reported
for S S , w hich
vary in the range
0.3-0.6 in un-oxidised condition
and 0.8-0.9 in
oxidised condition. The temperature lag of the IR
and thermocouple measurements was
due to non-synchronization of triggering
between the IR temperature recording
and data logger for thermocouple measurement, as also the low pixel resolution
(320 × 240) of the IR camera that affects
the determination of exact location
of thermocouple junction in the IR
image.
Line-scan analysis was carried out at
the same pixel value in all three
frames corresponding to the three locations for weld joint, during which the
respective emissivity values were used
to obtain accurate temperature distributions. A typical line-scan profile and
its first derivative plot are shown in
Figure 4. By analysing the first derivative of the thermal profile, it is possible
to identify the location of solid-liquid
interface, where a change in temperature
gradient occurs, due to the difference in
emissivity of the solid and liquid metals.
Vertical lines are drawn between the
line-scan profile and the first derivative
plot to identify the inflection points
which corresponds to the solid-liquid
interface. Thus, for any selected linescan, the weld bead width can be computed as the distance between the two
vertical lines or the distance between the
left-hand-side valley and the right-handside peak in the first derivative plot.
From this the macroscopic temperature
gradients can be computed as:
Macroscopic temperature gradient =
Peak temperature - Interface temperature
Distance between peak and interface
b) Middle
c) End
Figure 5 - Comparison between thermal (computed) and actual weld bead width at three weld length locations.
a) Start
b) Middle
c) End
Figure 6 - Correlation between macroscopic temperature gradient and depth of penetration of weld bead at three weld length locations.
688 Riv. Ital. Saldatura - n. 5 - Settembre / Ottobre 2011
M.Vasudevan et al. - Real-time monitoring of weld pool during GTAW using infrared thermography and analysis of infrared thermal images
Figure 7 - Temperature distribution
surrounding the weld pool on the plate
surface for 3 mm-thick square-butt weld joint
of 316LN SS.
Full-frame analysis using the ALTAIR
software was carried out on the recorded
IR images by the timing graph technique
to obtain plots of IR intensity as a function of frame number, which were then
used as IR thermal signature images for
good and defective welds.
3. Results and discussion
sensing. The temperature distribution
surrounding the weld pool can be estimated from the acquired IR images of
the weld pool.
The temperature distribution on the plate
surface for 3 mm-thick square-butt weld
joint of 316LN SS is shown in Figure 7.
Each w elding proces s h a s u n i q u e
thermal signatures and any deviations
w ould lead to perturb a t i o n s i n t h e
surface temperature distribution, and
this forms the basis for generating IR
thermal signature images for welded
joints of 316LN SS with and without
defects.
The photograph of a w e l d e d j o i n t
without any defect and the corresponding IR thermal signature image plot is
shown in Figure 8. The thermal signature image plot consists of variation in
the surface temperature of the plate
along the weld centre-line as a function
of frame number or weld length.
The temperature almost remained constant for the entire length of the weld
implying that welding conditions used
produced a welded joint without any
defect. This thermal signature is taken as
reference thermal image for a good weld.
Figure 9 shows the photograph of a
welded joint with lack of fusion (LOF)
weld defect with the defect area marked
with a circle and the corresponding IR
thermal signature image plot. Here again
the defect area is marked with a circle in
the plot.
Temp. Deg. C
The comparison of the actual weld bead
width and the weld bead width comp u te d b y lin e -sc a n a na l ysi s of IR
thermal profiles is shown in Figure 5 for
the three locations of the welded joint.
There is a good
linear relationship
between the computed (thermal)
and the actual
weld bead width
values , w ith a
minimum correlation coefficient
of 0.8.
This is in agreement with results
reported in the literature [3, 5, 6].
The macroscopic
temperature gradient exhibited a
good invers e
linear relationship
with the depth of
penetration of the weld bead, with a
minimum correlation coefficient of 0.88
(Figure 6). The macroscopic temperature gradient increased with a decreasing
depth of penetration. This is in agreement with results reported for welds of
steel plates [4]. The scatter in the present
data may still be due to interference
from the electrode radiation on the
image quality, and variation of emissivity with temperature and of the plate
surface conditions. However, the present
results give confidence that real-time
monitoring and control of weld bead
width and depth of penetration during
GTA w elding is feas ible us ing IR
Actual weld length (mm)
a) Photograph of welded joint without defect
b) Corresponding IR thermal signature image
Figure 8
Riv. Ital. Saldatura - n. 5 - Settembre / Ottobre 2011 689
Temp. Deg. C
M.Vasudevan et al. - Real-time monitoring of weld pool during GTAW using infrared thermography and analysis of infrared thermal images
Actual weld length (mm)
a) Photograph of welded joint with lack of fusion defect
b) Corresponding IR thermal signature image
Temp. Deg. C
Figure 9
Actual weld length (mm)
a) Photograph of welded joint with lack of penetration defect
b) Corresponding IR thermal signature image
Temp. Deg. C
Figure 10
Actual weld length (mm)
a) Photograph of welded joint with tungsten inclusion defect
Figure 11
690 Riv. Ital. Saldatura - n. 5 - Settembre / Ottobre 2011
b) Corresponding IR thermal signature image
M.Vasudevan et al. - Real-time monitoring of weld pool during GTAW using infrared thermography and analysis of infrared thermal images
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Farson D., Richardson R. and Li X.: «Infrared measurement of base metal temperature in gas tungsten arc welding»,
Welding Journal, 1998, vol. 77, no. 9, pp. 396-401.
In the region corresponding to the LOF
defect, there is a sudden drop in temperature. This is attributed to the differences
in the emissivity between the liquid and
the solid, as there was no melting in this
region. This image is taken as reference
signature image for LOF defect. This
defect was generated by shutting off the
w e ld in g c u r re nt for a fe w se c onds
during welding.
The photograph of a welded joint with
lack of penetration (LOP) defect is
shown in Figure 10 along with the corresponding IR thermal signature image
plot. The defect areas are marked in the
photograph as well as in the image plot.
There is drop in the temperature plot for
the entire length of the LOP defect.
The LOP caused perturbations in the
surface temperature distribution. This is
taken as reference image for LOP defect.
This defect was generated by varying
the current throughout the welding by
PLC programming.
The photograph of a welded joint with
tungsten inclusion defects and the corresponding IR thermal signature image
plot is shown in Figure 11. Here again
the defect areas are marked in both the
photograph and the image plot. At locations of tungsten inclusions, there is a
definite peak in the temperature plot.
These locations of tungsten inclusions
were verified using X-ray radiography.
The weld in the present case ends with a
tungsten inclusion and hence there is a
corresponding rise in the temperature at
the end region of the welded joint.
This image plot is taken as reference for
tungsten inclusions. Small tungsten
pieces were introduced into the weld pool
during welding to produce this defect.
4. Conclusions
The conclusions from the present investigations are as follows.
1. A linear relationship exists between
the weld bead widths computed from
IR thermal profile and the actual
measured values.
2. An inverse linear relationship exists
between the macroscopic temperature
gradient computed f r o m t h e I R
thermal profile and the measured
depth of penetration of the weld bead.
3. Temperature distribution surrounding
the weld on the plate surface can be
estimated as isothermal contours of
IR thermal images.
4. The IR thermal signature images generated for weld defects, such as lack of
fusion, lack of penetration and tungsten inclusions can be used as reference images for on-line monitoring of
weld quality using IR ther-mography
during GTA welding of 316LN SS.
5. IR thermography is a potential tool
for on-line monitoring and control of
weld bead geometry during GTA
welding.
Riv. Ital. Saldatura - n. 5 - Settembre / Ottobre 2011 691
M.Vasudevan et al. - Real-time monitoring of weld pool during GTAW using infrared thermography and analysis of infrared thermal images
Based on these investigations, a computational intelligence (CI) based control
system is under development and testing
for closed-loop feed-back control of
depth of penetration from IR thermal
images in real-time. This CI-based
control system would carry out on-line
correction of any deviation in the depth
of penetration by adjusting the welding
current in real time by sending appropriate signals to the power source through
the PLC.
692 Riv. Ital. Saldatura - n. 5 - Settembre / Ottobre 2011
Sommario
Monitoraggio in tempo reale del bagno di fusione durante la
saldatura TIG utilizzando la termografia all’infrarosso e l’analisi
delle immagini termografiche
Il monitoraggio, in tempo reale, del bagno di fusione durante il processo di
saldatura TIG, mediante termografia a raggi infrarossi (IR), sta guadagnando
importanza grazie ai requisiti del sistema di monitoraggio on-line e di
controllo del processo di saldatura. Per facilitare il monitoraggio in tempo
reale del bagno di fusione, è stata sviluppata una saldatrice TIG, controllata dal
computer, dotata di un dispositivo di rilevamento del bagno di fusione
mediante sensori e telecamera ad infrarossi. La telecamera ad infrarossi,
montata sulla torcia, monitora il bagno di fusione e la distribuzione della
temperatura della superficie intorno al bagno durante la saldatura TIG.
L’andamento della temperatura è stato rilevato sulle lamiere utilizzando
termocoppie in combinazione con l’indagine termografica a raggi infrarossi per
determinare l'emissività della superficie della lamiera. La saldatura TIG è stata
effettuata su lamiere di 3 mm di spessore in acciaio inossidabile (SS) 316LN in
differenti condizioni di saldatura. Le immagini termografiche sono state
acquisite on-line ed analizzate. Una relazione lineare è stata ottenuta tra la
larghezza termica del cordone, determinata mediante l’analisi termografica e la
larghezza effettiva del cordone di saldatura misurata, in una sezione
trasversale, mediante microscopia ottica. Il gradiente di temperatura
macroscopico calcolato e l’effettiva profondità di penetrazione del cordone
di saldatura hanno mostrato una relazione lineare inversa. Per valutare la
distribuzione della temperatura superficiale dei giunti testa a testa a lembi retti
è stata eseguita l’analisi full-frame. Per i giunti in acciaio inossidabile 316LN,
sono stati acquisiti i profili termografici di vari difetti di saldatura, quali
mancanza di fusione, mancanza di penetrazione ed inclusioni di tungsteno,
da utilizzare come riferimento per il monitoraggio on-line durante la
saldatura TIG.
IIS Didattica
Introduzione alla saldatura
con fascio elettronico
(Electron Beam Welding) *
1 - Introduzione
Il processo di saldatura con fascio elettronico, appartenente alla famiglia dei
processi ad energia concentrata, ha
origine in Francia negli anni ’50, in cui
fu introdotto da J.A. Stohr nell’ambito
delle attività condotte dalla French
Atomic Energy Commission.
Il principio fisico del processo si basa
sul bombardamento del materiale da
saldare con un intenso fascio di elettroni,
altamente focalizzato, accelerati ad una
velocità confrontabile - per ordine di
grandezza - con quella della luce in aria
e legata, tra l’altro, al potenziale di accelerazione (tipicamente espresso in kV)
impresso agli elettroni stessi; una volta
che si verifica l’impatto tra gli elettroni
accelerati ed il materiale base, la loro
energia cinetica (legata fondamentalmente alla velocità impressa) si converte
istantaneamente in energia termica, producendo l’apporto termico necessario
alla realizzazione della giunzione.
Poiché l’energia cinetica posseduta dagli
elettroni può essere concentrata in
un’area estremamente ridotta, è possibile ottenere densità di potenza dell’ordine dei 108 W/cm2, valori non raggiung ib ili d a a ltri proc e ssi a d e ne rgi a
concentrata, siano essi il plasma o il
laser; d’altra parte, tale concentrazione
*
di potenza in parte fonde ed in parte può
portare il materiale base direttamente
allo stato gassoso, in funzione dei parametri del processo e delle specifiche del
materiale base saldato.
Per le sue caratteristiche, la saldatura
con fascio elettronico (classificata 76
UNI EN ISO 4063) è in grado di fornire
giunzioni caratterizzate da interessanti
proprietà meccaniche e chimico - fisiche
e si dimostra pressoché insostituibile nel
caso di realizzazione di giunti su spessori medi ed elevati in passata singola (si
veda, a titolo puramente indicativo,
l’esempio riportato nella Figura 1).
2 - Principi del processo di
saldatura con fascio
elettronico
In sintesi, la generazione del fascio è
possibile grazie ad una sorgente (denominata “electron gun”, nella letteratura
anglosassone) costituita fondamentalmente da un catodo, un emettitore di
elettroni (la sorgente vera e propria,
mantenuta ad un potenziale opportunamente elevato, di segno negativo) ed un
anodo, termine con cui si indica un elemento posto a potenziale nullo, attraversato dal fascio di elettroni opportunamente collimati.
La sorgente è in genere costituita da filamenti di metalli ad elevata temperatura
di fusione ed elevato numero atomico,
quindi da ottimi emettitori di elettroni
come il tungsteno ed il tantalio, allo
scopo di raggiungere una temperatura di
circa 2500 °C, cui si verifica una forte
emissione elettronica. Gli elettroni generati dal filamento, riscaldato per effetto
Redazione a cura della Divisione FOP - Formazione e Pubblicazioni Biblioteca - Manifestazioni - dell’Istituto Italiano della Saldatura Genova.
Figura 1 - Esempio di passata eseguita con
processo EBW, materiale base Inconel® 600.
Joule da una opportuna intensità di corrente (analogamente a quanto avviene in
una convenzionale macchina radiogena,
che funzioni secondo il tradizionale
schema del tubo di Coolidge), sono
quindi accelerati ad elevata velocità e
collimati in modo opportuno grazie alla
particolare conformazione del campo
elettrostatico generato dal complesso
costituito dal catodo, dalla griglia e
dall’anodo. Una volta che gli elettroni
fuoriescono dall’anodo, possiedono la
massima intensità di energia possibile
con la tensione di accelerazione applicata alla sorgente; successivamente, essi
sono diretti verso una bobina di focalizzazione di tipo elettromagnetico, detta
anche lente magnetica, la quale riduce il
diametro del fascio focalizzando sensibilmente il fascio stesso, che risulterà
Riv. Ital. Saldatura - n. 5 - Settembre / Ottobre 2011 695
Introduzione alla saldatura con fascio elettronico (Electron Beam Welding)
sente per consentire lo s pos tamento del fascio
sulla superficie da
Isolamento
elettrico
saldare, secondo
una traiettoria
desiderata.
Lo schema riporCamera ad
alto vuoto
tato nella Figura 2
illustra, indicaAlle pompe
a vuoto
tiv a m e n t e , g l i
Anodo
elementi fondamentali che costiAlle pompe
a vuoto
tuiscono una
sorgente per salLente
magnetica
datura con fascio
elettronico.
La parte attiva
Alle pompe
della s orgente
a vuoto
elettronica (quella
chiamata appunto
Fascio elettronico
a pressione
“gun”, nella letteatmosferica
ratura anglosassone) è di norma
mantenuta in
condizioni di
alto vuoto, nell’ordine di 13 M P a
( 1 * 1 0 -4 t o r r )
mentre l’area interessata alla saldatura,
per ragioni di accessibilità, è mantenuta
a pressione atmosferica: un simile grado
di vuoto è necessario per evitare ogni
forma di contaminazione dei componenti e di ossidazione del filamento,
impedendo - al tempo stesso - la formazione di archi elettrici tra il filamento ed
altri elementi costitutivi della sorgente,
altrimenti resi possibili dalla presenza di
gas ionizzati. Nel corso della saldatura, è
Collegamento
elettrico
Gas isolante
Cavo ad alta
tensione
Catodo
Bobina di deflessione
Valvola di cutoff
del fascio
Distanza
di lavoro
Pezzo
Figura 2 - Schema semplificato di una
sorgente a fascio elettronico per saldatura.
quindi caratterizzato da una sezione trasversale con un diametro sensibilmente
inferiore.
Tale focalizzazione aumenta ulteriormente la densità di energia posseduta dal
f a s c io , c o n c e n tra t a di fa t t o i n una
macchia focale di dimensioni ridotte,
localizzata in prossimità della superficie
del materiale base (pezzo). Inoltre,
un’ulteriore bobina (posta al di sotto di
quella di focalizzazione) può essere preFascio
elettronico
Direzione di
avanzamento
Bagno di
fusione
Elettroni retrodiffusi
Cordone di
saldatura
Raggi X
Radiazione termica
Elettroni secondari
x
Convezione
Metallo
fuso
Keyhole
necessario lo stesso grado di vuoto sia in
prossimità del filamento che presso
l’area di saldatura per limitare la tendenza degli elettroni a defocalizzare il
fascio, acquisendo una velocità anche in
direzione radiale al fascio stesso per
effetto di urti successivi con le molecole
gassose; questi fenomeni renderebbero il
fascio più defocalizzato, diminuendone
di conseguenza la densità di energia.
Nei casi più comuni, le sorgenti operano
con tensioni di accelerazione variabili
tra 30 e 200 kV e correnti comprese tra
0.5 e 1500 mA; livelli di potenza sino a
30 kW sono da considerare normali,
sebbene esistano in commercio impianti
con potenze anche superiori a 200 kW.
Di norma, le sorgenti operanti con i
maggiori gradi di vuoto sono impiegate
nel processo indicato appunto come
H V-EBW (H igh Vacuum-E l e c t r o n
Beam) e sono caratterizzate da macchie
focali variabili tra 0.25 ed 1.3 mm di diametro circa, con densità di potenza
dell’ordine dei 107 W/cm2.
Tale densità di potenza genera temperature attorno a 14.000 °C, più che sufficienti a vaporizzare la maggior parte dei
materiali saldabili con questo processo,
generando una penetrazione caratteristica, indicata dagli addetti ai lavori con
l’espressione keyhole (Fig. 3); quando il
keyhole suddetto trasla lungo la linea di
giunzione della parte da saldare, la saldatura si produce per effetto dell’azione
combinata di tre fattori:
• la fusione del materiale base sul lato
anteriore rispetto al keyhole;
• lo spostamento del materiale fuso
lungo le pareti del keyhole stesso;
Sezione
trasversale
del giunto
y
Conduzione termica
z
Figura 3 - Schema del funzionamento del
processo in keyhole.
696 Riv. Ital. Saldatura - n. 5 - Settembre / Ottobre 2011
Figura 4 - Conversione dell’energia
associata al fascio durante la saldatura.
Introduzione alla saldatura con fascio elettronico (Electron Beam Welding)
• la progressiva solidificazione del
flusso di materiale fuso, che produce
un giunto continuo.
Più in dettaglio, va osservato che il
bilancio dell’energia appare per questo
processo molto diverso rispetto al caso
dei processi ad arco elettrico: il fascio di
elettroni incidenti è caratterizzato dall’energia cinetica posseduta, legata fondamentalmente alla sua velocità, a sua
volta funzione della tensione di accelerazione; tale energia viene in parte utilizzata per generare l’apporto termico
necessario alla saldatura, ma in parte
subisce anche una conversione in radiazione termica (emessa dall’area corrispondente al punto di lavoro) (Fig. 4).
I processi di interazione tra gli elettroni
primari (ossia quelli che costituiscono il
fascio) ed il materiale base producono
inoltre elettroni retrodiffusi ed elettroni
secondari, oltre ad una determinata
quantità di radiazione ionizzante (X).
L’impatto degli elettroni sulla superficie
del pezzo arresta di fatto gli elettroni,
che riescono a penetrare in profondità
solo per alcuni micron: come accennato,
molta della loro energia cinetica è trasformata in energia termica ed una prima
parte del materiale base evapora istantaneamente, rendendo accessibile agli
elettroni successivi strati di materiale
più interni, alimentando quindi la penetrazione stessa del fascio sino all’intero
spessore e generando una cavità di
vapori metallici circondata da uno strato
di materiale base allo stato liquido (indicativamente, si può assumere che la
sezione trasversale della cavità corrisponda a quella del fascio elettronico
incidente), secondo la sequenza illustrata nello schema riportato nella
Figura 5.
Per effetto della
successiva traslazione della sorgente (o del
pezzo), si verifica
il progressivo
contatto tra il
fascio elettronico
a)
b)
c)
d)
e il nuovo mateFigura 5 - Formazione del keyhole (schema).
riale lungo un
fronte quasi verticale, corrisponFascio elettronico
Fronte del
dente allo spesgiunto
sore di parete del
Vapori metallici
Direzione
giunto; per quanto
Zona fusa
di saldatura
il materiale sia
ancora soggetto
ad evaporazione,
in qualche misura,
Zona
solidificata
esso è soprattutto
spinto da forti
F1 : forza dovuta alla pressione della fase vapore
F2 : forza dovuta alla tensione superficiale
moti convettivi
F3 : forza dovuta alla pressione idrostatica della fase liquida
verso la parte
opposta della
Figura 6 - Equilibrio delle forze agenti nel
cavità, dove solikeyhole.
difica. Per garantire l’equilibrio
del processo è necessario che la presgrazie anche alla real i z z a z i o n e d i
sione della fase vapore che occupa la
passate in cui il fattore di forma (inteso
cavità - che mantiene la fase liquida
come rapporto tra la larghezza e la propremuta contro il materiale base - sia
fondità della passata) può arrivare a
bilanciata dalla pressione idrostatica
valori pari a 1:50.
della fase liquida stessa e dalla sua tenNella Figura 7 è illustrato il confronto
sione superficiale. Uno schema relativo
tra un’applicazione del processo EBW
all’equilibrio delle forze in gioco è riporsu giunti testa a testa (spessore 150 mm)
tato nella Figura 6.
ed i processi a filo continuo con proteLe caratteristiche specifiche del prozione gassosa (GMAW) e ad arco somcesso, come avremo modo di illustrare
merso (SAW).
nuovamente più avanti, consentono - a
In origine, il processo fu applicato escluparità di spessore di parete - una ridusivamente in condizioni di alto vuoto
zione del tempo complessivo di salda(≤ 13 MPa / 1*10-4 torr), posizionando la
parte
da saldare nello stesso ambiente
tura da 20 a 50 volte rispetto ai processi
creato per generare il fascio elettronico;
a filo continuo con protezione gassosa,
Figura 7 - Confronto tra EBW e processi ad arco convenzionali (GMAW, SAW) su giunti testa a testa di elevato spessore (150 mm).
Riv. Ital. Saldatura - n. 5 - Settembre / Ottobre 2011 697
Introduzione alla saldatura con fascio elettronico (Electron Beam Welding)
3 - Vantaggi e limiti
del processo
a)
b)
c)
Figura 8 - Geometria del fascio elettronico
in modalità high vacuum a), medium vacuum
b) e non vacuum c).
aumentando tuttavia la domanda di saldatura di pezzi di dimensioni maggiori si
adottarono condizioni di vuoto per la
saldatura meno spinte rispetto a quelle
previste per la sorgente. Negli ultimi
anni, addirittura, si è arrivati ad eliminare completamente, per alcune applicazioni, il vuoto in prossimità della saldatura, al punto che è possibile distinguere
oggi, di fatto, tre distinte modalità di
applicazione del processo:
• la modalità ad alto vuoto (HV-EBW,
H ig h Va c u u m - E l e c t ron Be a m
Welding), in cui il pezzo è mantenuto
ad una pressione variabile tra 0.13 e
0.30 MPa (da 10-6 a 10-3 torr);
• al mo d a lità a m e di o vuot o
(MV-EBW), in cui il pezzo è mantenuto in condizioni di vuoto parziale
(in genere, da 0.13 a 3300 Pa / da 10-3
a 25 torr);
• la modalità atmosferica (NV-EBW,
N o n Va c u u m - E l e c t ron Be a m
Welding), denominata anche atmosferica, in cui il pezzo è mantenuto
appunto alla pressione atmosferica o
in specifici gas protettivi.
Si ricorda che le condizioni di pressione
suddette riguardano l’ambiente in cui
viene mantenuto il pezzo da saldare,
mentre la parte attiva della sorgente, come
peraltro già osservato, è mantenuta alla
pressione di 13 MPa (10-4 torr) o inferiore.
Come appare logico, le caratteristiche
del fascio dipendono fortemente dalle
modalità con cui il processo è applicato:
nella Figura 8 sono illustrate le caratteristiche geometriche del fascio nelle tre
modalità fondamentali.
698 Riv. Ital. Saldatura - n. 5 - Settembre / Ottobre 2011
Uno dei vantaggi principali del processo
è la sua capacità di produrre giunti con
penetrazioni più strette e profonde e con
apporti termici molto inferiori rispetto
alla saldatura ad arco, che consentono di
eliminare la necessità di procedure a
passata multipla, spesso necessarie
durante la saldatura ad arco elettrico, in
funzione degli spessori. La minore
intensità dell’apporto termico consente
di ottenere zone termicamente alterate
strette e, in generale, effetti termici sul
materiale base di minore entità, con particolare riferimento alle deformazioni.
Nel processo EBW è inoltre possibile
impiegare ambienti di saldatura ad
elevata purezza, che consentono di prevenire la formazione di ossidi e nitruri in
saldatura; inoltre, le velocità di saldatura
caratteristiche del processo - dovute agli
elevati tassi di fusione, possibili grazie
alla concentrazione dell’energia - riducono i tempi complessivi di saldatura,
con una maggiore produttività complessiva ed un maggiore rendimento energetico del processo: al riguardo, si stima
che l’efficienza complessiva del processo con fascio elettronico nella conversione di energia sia attorno al 65%,
un valore superiore ai cosiddetti processi
convenzionali e molto migliore rispetto
al processo laser. Queste proprietà, come
appena accennato, consentono una sensibile riduzione delle deformazioni e dei
ritiri di origine termica in saldatura,
riducendo gli effetti di softening su quei
materiali base caratterizzati da particolari stati metallurgici di fornitura;
date le particolari
spe c i f iche che
caratterizzano i
fenomeni di trasm i ssione del
c a l ore dei processi che operano
i n ke y hole, va
inoltre osservato
che il fascio elettronico è inoltre
pressoché insensi bi l e alla prese nz a di variazioni di spessore
o di mas s e che
altrimenti porte-
rebbero fuori equilibrio la simmetria
nella conduzione termica del giunto.
Il fascio elettronico è inoltre uno dei
pochi processi che possono essere applicati a metalli reattivi (come ad esempio
titanio, zirconio e loro leghe) oppure
refrattari (come il molibdeno, il tantalio
e loro leghe), senza dimenticare la possibilità di portare il fascio a distanze anche
superiori a 500 mm in condizioni di alto
vuoto.
D’altro canto, tra le limitazioni del processo vanno certamente ricordati i maggiori costi degli impianti rispetto ai più
convenzionali processi ad arco elettrico,
sebbene i costi di produzione risultino
almeno confrontabili con quelli di altri
processi ad energia concentrata come il
laser; ai costi suddetti vanno certamente
aggiunti anche i maggiori oneri dovuti
all’accuratezza necessaria alla preparazione dei lembi, a sua volta dovuta alle
ridotte dimensioni della macchia focale,
che impongono parametri (luce ed allineamento, ad esempio) di particolare
precisione.
In secondo luogo, va osservato che le
dimensioni delle camere (Fig. 9) in cui si
realizza il vuoto sono giocoforza limitate
e con esse risultano limitate le dimensioni massime dei pezzi da saldare; i
tempi di produzione sono inoltre
influenzati dai tempi necessari per realizzare il vuoto e per tornare, dopo la saldatura, a condizioni atmosferiche, cosa
che inevitabilmente riduce il rendimento
di utilizzo degli impianti, senza dimenticare gli accorgimenti necessari per
evitare interferenze di tipo elettromagnetico verso il fascio (ad esse sensibile, in
Figura 9 - Una moderna camera per EBW
(Sciaky VX, dimensioni 362”x 108”x 132”).
Introduzione alla saldatura con fascio elettronico (Electron Beam Welding)
750 torr
500 torr
Figura 10 - Una immagine descrittiva del
processo NV-EBW, in cui si osserva la tipica
defocalizzazione del fascio in atmosfera.
funzione dei parametri di funzionamento
applicati) e problematiche dovute alla
presenza di gas nei materiali base, che
possono inquinare il funzionamento
delle camere, per effetto delle condizioni
di vuoto in esse praticate.
Un caso specifico è quello del processo
NV-EBW (Fig. 10), che non può offrire
le favorevoli condizioni ambientali
caratteristiche dell’HV-EBW, ma non
risulta soggetto alle sue limitazioni, se si
considerano gli ingombri massimi dei
pezzi; inoltre, per tale versione del processo, si devono impiegare distanze di
lavoro (o di standoff, come si usa anche
dire) limitate a circa 35 mm per contrastare gli effetti dell’interazione tra fascio
e gas atmosferici, per cui - automaticamente - la penetrazione massima ottenibile risulta limitata a 25 ÷ 30 mm circa
p e r imp ia n ti dot a t i di sorge nt i da
60 kW / 165 kV di tensione di accelerazione.
4 - Le variabili del processo ed
il loro effetto
Tra le variabili fondamentali caratteristiche del processo con fascio elettronico
possono essere ricordate sicuramente la
tensione di accelerazione applicata alla
sorgente, l’intensità di corrente del
fascio stesso, la velocità di avanzamento, la corrente di focalizzazione e la
distanza di lavoro (o di standoff). A sua
volta, la dimensione della macchia
focale che caratterizza il fascio nel piano
rappresentato dal pezzo da saldare è di
fatto determinata (singolarmente o per
effetto di interazioni tra variabili):
250 torr
50 torr
5 torr
Figura 11 - Effetto della pressione nei
confronti della geometria (focalizzazione)
del fascio.
• dalle caratteristiche complessive
dell’insieme costituito dalla sorgente
e dalle ottiche;
• dalla corrente di focalizzazione, che a
sua volta influenza la posizione del
fuoco del fascio;
• dalla distanza di lavoro rispetto al
pezzo;
• dall’intensità di corrente del fascio.
Un aumento della tensione di accelerazione e/o dell’intensità di corrente del
fascio comporta - a parità di altre condizioni - un aumento delle profondità di
penetrazione, così come il prodotto di
queste due variabili (che rappresenta, di
fatto, la potenza del fascio stesso) è correlato direttamente con la massa di
materiale fuso in un certo arco di tempo.
Un aumento della velocità di avanzamento (o, se si preferisce, della velocità
relativa tra il fascio ed il pezzo) tende
invece a ridurre l’entità della penetrazione e della larghezza della passata; una
variazione di ogni altra variabile tra
quelle citate, allo scopo di aumentare le
dimensioni della macchia focale nella
zona di lavoro del fascio, ne riduce la
densità di energia e, conseguentemente,
la penetrazione, aumentando invece la
larghezza di ogni passata eseguita, mantenendo invariata la velocità di avanzamento.
Agendo sulle deflessione del fascio si
può inoltre agire (in qualche misura) sull’angolo con cui lo stesso incide sulla
superficie oppure ottenere traiettorie predefinite, con la possibilità di oscillare il
fascio stesso per aumentare la larghezza
che caratterizza la singola passata. Come
accade per la maggior parte degli altri
processi, il fascio può inoltre operare in
pulsato, controllando tra l’altro l’apporto
termico specifico del processo.
Nel caso del processo NV-EBW, la tensione di accelerazione e la corrente di
focalizzazione sono definite preliminarmente e mantenute sul valore così impostato; a sua volta, l’intensità del fascio
può essere presettata per la specifica
applicazione, agendo successivamente
solo sul comando on / off di tale parametro, come pure si fa - entro certi limiti anche per la distanza di lavoro. Va osservato inoltre, per questa specifica tipologia di processo, che la deflessione del
fascio di norma non è applicabile data la
limitata distanza di lavoro con cui si
opera, come anche non risulta applicabile l’oscillazione.
Nella Figura 11 si evidenzia l’effetto
della pressione nella zona di lavoro del
fascio nei confronti della focalizzazione
del fascio stesso.
5 - Operazioni preliminari e
sequenze operative
Data la specificità del processo, le attività preliminari (compreso l’assiemaggio) sono di norma testate su pezzi di
prova; i dettagli della sequenza di saldatura possono poi variare, in qualche
misura, in funzione dei singoli casi e
delle specifiche ad essi relative.
Una tipica sequenza relativa alla saldatura in condizioni di alto vuoto può
essere la seguente:
• assemblaggio e preparazione dei
dispositivi di bloccaggio del pezzo,
compresa la pulitura, l’eventuale
Riv. Ital. Saldatura - n. 5 - Settembre / Ottobre 2011 699
Introduzione alla saldatura con fascio elettronico (Electron Beam Welding)
smagnetizzazione, preriscaldo e puntatura;
• il p o s iz io n a m e nt o sul t a vol o di
lavoro, all’interno della camera di
saldatura;
• l’inizio della fase di pompaggio del
vuoto;
• una volta raggiunte le condizioni di
pressione desiderate (tipicamente da
0.013 a 12 Pa) si procede con la focalizzazione del fascio e con il settaggio
dei singoli parametri;
• si allinea il fascio con il giunto da
eseguire, impiegando un ridotto
livello di energia;
• si inizia la saldatura, di norma con
procedure automatizzate, più raramente con procedure di tipo manuale,
sino al termine del ciclo di saldatura;
• s i a tte n d e il ra ffre dda m e nt o de l
pezzo, quindi si immette progressivamente aria nella camera e si sblocca il
pezzo dal suo posizionatore.
Nel caso di processo non vacuum, la sorgente è mantenuta ai previsti livelli di
pressione e le procedure sono in genere
meccanizzate per accelerare le fasi produttive. Tra le differenze più significative, è possibile notare che l’allineamento del fascio risulta meno critico
rispetto al caso di saldatura in alto vuoto
per effetto delle maggiori dimensioni
della macchia focale del fascio.
La preparazione dei lembi, in genere,
prevede soluzioni a lembi retti, senza
luce e materiale d’apporto, il quale può
invece essere previsto nel caso di taluni
giunti tra materiali dissimili; è importante curare la finitura delle superfici che
costituiscono i lembi, da lavorare di
macchina, per le quali è consigliata una
r ug o s ità s u p e r fi c i a l e di 125 μ i n
(3.20 μm) o inferiore, seppure vari studi
sperimentali effettuati su leghe di alluminio (tipo 2219) e di titanio (grado 5)
abbiano dimostrato che tale parametro
non appare critico nei confronti dell’applicazione della procedura, per quanto
questo aspetto vada messo in relazione
con le dimensioni del fascio e della
stessa macchia focale.
Le tolleranze di assiemaggio sono
indubbiamente un punto delicato: questa
variabile è assai più critica rispetto al
caso della saldatura ad arco, come noto,
in virtù delle caratteristiche geometriche
del fascio elettronico; l’accuratezza del
fit-up dipende dallo spessore di parete
da saldare e dalla geometria del giunto,
700 Riv. Ital. Saldatura - n. 5 - Settembre / Ottobre 2011
ma si può affermare che deve essere
inferiore - di norma - a 0.005” (0.13 mm
circa); ad esempio, la luce deve essere
inferiore in caso di spessori minori e di
giunti senza piatto di sostegno. Sono
previsti anche accoppiamenti con interferenza nel caso di giunti in cui il ritiro
metallico possa comportare forti rischi
di c ri ccatura del giunto, come ad
esempio nel caso di giunti particolarmente vincolati.
Luci massime di circa 0.003” (0.08 mm)
sono usate in genere per realizzare giunti
particolarmente stretti in condizioni di
vuoto; nel caso di giunti a forte penetrazione, un assiemaggio poco curato o luci
eccessive possono causare eccessivi
ritiri trasversali, avvallamenti, incisioni
marginali, cavità e mancanze di fusione.
Le superfici da saldare devono essere
pulite accuratamente prima dell’inizio
delle procedure di saldatura in condizioni di vuoto; diversamente, si possono
verificare imperfezioni di saldatura
come anche inadeguate proprietà meccaniche delle giunzioni; allo stesso tempo,
una pulitura insufficiente penalizza le
procedure di pompaggio del vuoto e la
stabilità della sorgente, dato il passaggio
in fase gassosa degli inquinanti presenti
sulle superfici, per effetto delle condizioni di vuoto praticate. Nel caso di processi di tipo non vacuum, la criticità
della pulitura è logicamente inferiore,
sebbene essa continui ad influenzare in
modo significativo la qualità finale dei
giunti. Più in particolare, l’uso di spazzole è sconsigliato a causa del rischio di
contaminare le superfici con le spazzole
stesse; per la pulitura della sorgente e dei
pezzi è invece consigliato l’acetone.
Nel caso invece siano usati solventi
contenenti alogeni
(cloro, ad esempio),
è opportuno provvedere ad una seconda
fase di lavaggio con
acetone, per essere
certi della loro rimozione prima di procedere con la saldatura.
I po s izionatori
impiegati per questo
proc e s s o non s i
discostano da quelli
in uso ad esempio
per la saldatura TIG
di parti ad elevata
precisione, senza materiale d’apporto,
ad eccezione delle minori forze di fissaggio e dell’impiego di materiali amagnetici per realizzare i posizionatori.
Nella Figura 12, a titolo di esempio, è
riportato un posizionatore in uso per la
riparazione mediante EBW di palette di
motori aeronautici in Ti6Al4V.
Essendo gli apporti termici inferiori e
molto concentrati, rispetto alla saldatura
ad arco, non sono in genere necessari
posizionatori particolarmente vincolati o
metodi di raffreddamento particolari: i
classici morsetti a forma di “C” sono
spesso sufficienti; in altri casi, i morsetti
possono essere sostituiti con una puntatura leggera o con una passata realizzata
a ridotto apporto termico, per poi completare la giunzione con la passata di
riempimento vera e propria, a pieno
apporto termico. Nel caso di processo
non vacuum, i comuni posizionatori per
saldatura sono di norma sufficienti:
inoltre, i sistemi di localizzazione ed
allineamento del fascio sono più semplici rispetto al caso del processo in
vacuum.
I pezzi ed i posizionatori eventualmente
realizzati con materiali ferromagnetici
devono essere smagnetizzati prima dell’impiego. Un certo magnetismo residuo
può essere dovuto alla esecuzione preliminare di controlli con particelle magnetiche, all’uso di sollevatori magnetici,
alla presenza di conduttori elettrici come
anche al trasporto su vagoni ferroviari,
in prossimità dei cavi di alimentazione
della motrice. In genere, le procedure di
smagnetizzazione prevedono l’applicazione di campi a polarità variabile e di
intensità decrescente, ad esempio quelli
in uso a valle dell’esecuzione dei sud-
Figura 12 - Posizionatore per riparazione
mediante EBW di palette in lega di titanio.
Introduzione alla saldatura con fascio elettronico (Electron Beam Welding)
Figura 13 - Gaussometro (esempio).
detti controlli con particelle magnetiche.
È essenziale verificare la presenza di
magnetismo residuo prima di procedere
con la saldatura con un gaussometro
(Fig. 13): i valori di induzione ritenuti
accettabili possono variare tra 5*10-5 T e
4*10 -4 T in funzione della geometria
della zona fusa e della criticità del giunto
(risultano meno critici da realizzare
giunti con zona fusa più larga).
Il pompaggio per processi in vuoto
richiede un tempo che dipende, in primo
luogo, dalle dimensioni della camera,
quindi dalla portata e dal tipo di pompa
utilizzato ed ovviamente dal grado di
v u o to c h e s i de si de ra ot t e ne re ; l e
sequenze con cui viene praticato il vuoto
sono oggi gestite automaticamente da
sistemi computerizzati. Per impianti in
alto vuoto, le pressioni necessarie (pari a
circa 13 MPa, come detto) sono raggiunte con pompe di tipo meccanico
(a pistone, di tipo rotativo ad esempio),
che operano in sinergia con una pompa a
diffusione di olio. La dimensione e la
portata di tali pompe dipendono principalmente dalle dimensioni della camera,
dal livello di vuoto finale desiderato e
dal tempo totale di pompaggio previsto.
In genere, una camera da poco più di un
metro cubo di volume con una pompa a
diffusione da 250 mm e 250 m3/min ed
una pompa meccanica da 17 m 3 /min
richiede all’incirca 4 minuti per raggiungere una pressione di circa 40 MPa, così
come una camera con un volume di dieci
volte superiore (11 m3) - con un gruppo
d i p o mp a g g io proporz i ona l m e nt e
dimensionato - può raggiungere lo
stesso livello di pressione in un tempo di
circa 12 minuti;
tale valore può
essere ridotto al
di s otto di 6
minuti sovradimensionando il
gruppo di pompaggio, sebbene
tale operazione
comporti cos ti
che devono essere
confrontati con
l’entità dei benefici che si conseguono. Va osservato che i tempi
di pompaggio
s opra des critti
s ono relativi a
camere, pezzi e posizionatori adeguatamente puliti e deumidificati.
Nel caso di camere che operano in condizioni di vuoto parziale (intorno a
13 Pa), con sorgenti caratterizzate da
una pressione di 13 MPa, non si fa uso in
genere di pompe a diffusione per le
camere, in cui si ricava il vuoto con le
sole pompe meccaniche, realizzando
tempi di pompaggio ridotti a soli 20 s
per parti prodotte in serie, di dimensioni
limitate, in condizioni di vuoto parziale
e volumi di circa 0.15 m3. Un esempio di
camere di piccole dimensioni, con
volumi variabili tra 18 e 24 pollici
cubici, è riportato nella Figura 14.
La forte concentrazione di energia rende
spesso applicabile il processo anche a
spessori elevati in assenza di preriscaldo; possono fare eccezione, logicamente, acciai fortemente temprabili, se
di forte s pes s ore, in c o n d i z i o n i d i
vincolo severo: ad esempio, per acciai
ad alta resistenza o acciai da utensili di
spessore superiore a circa 10 mm si preferisce adottare il preriscaldo, così anche
nel caso di acciai aventi tenori di carbonio superiori a 0.30% circa. Il preriscaldo è effettuato ovviamente prima
dell’ingresso dei pezzi in camera, con
metodi differenti in funzione delle
dimensioni e della geometria dei pezzi;
talvolta sono utilizzate combinazioni di
più metodi insieme: per parti di dimensioni ridotte, in cui eventuali distorsioni
indotte da riscaldamenti localizzati non
siano un problema e in cui si possano
tollerare anche aumenti della durata del
ciclo di produzione del pezzo, il preriscaldo è effettuato con lo stesso fascio
elettronico, impiegando fasci opportunamente defocalizzati. Allo stesso modo,
eventuali trattamenti dopo saldatura
(distensione, rinvenimento tra gli altri)
sono effettuati con metodi convenzionali
dopo l’estrazione dei pezzi dalle camere.
Per quanto attiene alle condizioni operative, va osservato in primo luogo che
l’inizio e la fine della saldatura richiedono attenzioni particolari per evitare
disuniformità rispetto al tratto centrale
del giunto. Una tecnica usata per evitare
questi problemi è iniziare la saldatura su
un tallone di estremità, regolando il
fascio al massimo del proprio potenziale, quindi concludere la saldatura
stessa su un secondo tallone: in questo
modo dovrebbero essere evitati gli
incompleti riempimenti alle estremità,
tipici dei punti di inizio e fine saldatura.
Quando possibile, si possono anche pre-
Figura 14 - Un esempio di camere di piccole dimensioni (Cortesia Precision Technologies, Inc.).
Riv. Ital. Saldatura - n. 5 - Settembre / Ottobre 2011 701
Introduzione alla saldatura con fascio elettronico (Electron Beam Welding)
vedere giunti di lunghezza superiore a
quanto necessario, rimuovendo di macchina l’eccesso di materiale in corrispondenza delle estremità del giunto;
per ragioni evidenti, i talloni di estremità
sono in genere adoperati su pezzi di
dimensioni significative, con produzioni
non particolarmente numerose.
Una seconda possibilità prevede un grad u a le in c r e me nt o de l l a c orre nt e
(upslope) all’inizio della saldatura ed
una sua graduale riduzione alla fine
(downslope); queste fasi possono essere
programmate ed impostate nel ciclo di
saldatura per garantire la massima ripetibilità dei risultati: questa soluzione si
rivela di particolare utilità soprattutto
nel caso di giunti eseguiti su percorsi
chiusi, come ad esempio nel caso di saldature circonferenziali, in cui ovviamente va prevista un’opportuna sovrapposizione tra la parte iniziale e quella
finale del giunto.
Non sono rari, infine, i casi in cui è prevista una passata di finitura (cosmetic
pass) quando il cordone di saldatura
risulti eccessivamente convesso e/o mal
raccordato al materiale base, oppure
quando vi siano incisioni marginali,
spesso favorite dalle notevoli velocità di
avanzamento tipiche del processo; allo
scopo, talvolta è utilizzato materiale
d’apporto.
importante considerare, per quanto
possibile, i fenomeni di ritiro che
caratterizzano la
zona fusa: qualora
i l de sign della
giunzione non consenta un ritiro sufficiente, a causa
delle condizioni
vincolari cui è sogge t t o il pezzo,
allora si possono
produrre cavità da
ritiro in zona fusa
e m i crocricche
(Fig. 15).
Con il processo a
fascio elettronico è
possibile realizzare giunti testa a testa, a
T, a sovrappos izione e di s pigolo,
usando nella maggior parte dei casi preparazioni a lembi retti. I giunti a cordoni
d’angolo risultano complessi da realizzare con il processo in vacuum, mentre è
più facile l’applicazione di quello non
vacuum; nel caso di giunti testa a testa a
lembi retti, l’allineamento gioca indubbiamente un ruolo fondamentale, mentre
altre soluzioni, diverse da quella a lembi
retti, possono consentire l’autoallineamento delle due parti, come ad esempio
nel caso di giunti chiamati ad incastro.
Va osservato che la maggior parte dei
giunti è concepita per l’esecuzione di
una passata singola, a piena penetrazione o a parziale penetrazione, sino ad
una data profondità.
Alcuni esempi di tipiche geometrie real i z z a bili (s ia con la modalità high
vacuum che con quella non vacuum)
sono riportati nella Figura 16.
Figura 15 - Microcricche, cavità da ritiro.
7 - Impianti per la saldatura
con fascio elettronico
Come è già stato osservato nella prima
parte di questo articolo, gli impianti per
saldatura con arco sommerso possono
essere suddivisi su tre fasce:
• il processo nacque in origine per
operare nella modalità in alto vuoto
(detta anche high o hard vacuum),
con un range di pressione variabile
tra 0.13 a 130 MPa;
• la seconda modalità, a medio vuoto,
prevede invece un range di pressione
6 - Concezione dei giunti
compreso tra 0.13 e 130 Pa (si parla
saldati
anche di soft o partial vacuum);
• la terza modalità è chiamata infine
La geometria dei pezzi da saldare e - di
non vacuum o atmosferica, essendo
conseguenza - la tipologia del giunto
condotta a pressione atmosferica.
sono fattori critici per la riuscita della
In tutti i casi, il processo prevede una
saldatura, tanto per applicazioni in
sorgente a fascio elettronico, un generavacuum quanto nel caso di processo non
tore con relativi controlli, uno o più
vacuum. Nella concezione del giunto è
sistemi per il vuoto ed i necessari posizionatori per i pezzi.
Per quanto nella modalità
non vacuum il processo sia
applicato in una camera a
vuoto, la sorgente - il fascio
elettronico in sé, appunto opera comunque in vuoto,
con pressioni pari a circa
13 MPa o minori, per tutte
le modalità: diversamente,
la tensione necessaria per
generare il fascio elettronico
non potrebbe essere sostenuta.
Figura 16 - Geometrie di giunzione tipiche per il processo EBW con modalità high vacuum (a sinistra)
Le sorgenti possono, a loro
e non vacuum (a destra).
volta, essere distinte in due
702 Riv. Ital. Saldatura - n. 5 - Settembre / Ottobre 2011
Introduzione alla saldatura con fascio elettronico (Electron Beam Welding)
comunque, tutte e tre l e m o d a l i t à
possono operare con sorgenti ad alta ten1 - Camera in vuoto,
sione.
con sistemi di
La modalità non vacuum, con sistemi ad
movimentazione
alta tensione, è impiegata per saldare
2 - Impianto di pompaggio
spessori inferiori a circa 25 mm; con sordel vuoto
genti a bassa tensione, la sorgente può
3 - Quadro di controllo
essere fissata nella camera a vuoto o
computerizzato
muoversi in essa; quelle ad alta tensione
4 - Servomeccanismi
sono invece fisse nella camera, generalmente. Un possibile schema relativo ad
5 - Regolatore di tensione
una s orgente ad alta te n si o n e , c o n
6 - Generatore ad alta
camera ad alto vuoto, è riportato nella
tensione
Figura 17, che illustra un impianto
7 - Cabina di distribuzione
operante con una cam e r a d i c i r c a
8 - Cabina di controllo del
1700 x 1700 x 1980 mm.
pompaggio
Nella Figura 18a è invece illustrato un
impianto dotato di camera in vuoto di
9 - Console di comando
per l’operatore
dimensioni 2485 x 1525 x 1830 mm,
con potenze tra 7.5 kW (150 kV, 50 mA)
e 25 kW (150 kV, 267 mA). La sorgente
Figura 17 - Schema di un impianto con sorgente a fascio elettronico ad alta tensione,
è in posizione fissa, il sistema di moviad alto vuoto.
mentazione dei pezzi opera al di sotto
categorie: sistemi a bassa tensione, che larghezza della passata stessa, con valori
di es s a ed è ingrado di p r o c e ssa r e
impiegano tensioni di accelerazione comvariabili tipicamente tra 12:1 e 25:1, in
parti sino a 1400 kg con velocità sino a
prese tra 15 e 60 kVe sistemi ad alta tenfunzione dei parametri utilizzati.
3300 mm/min; questo tipo di impianto
sione, con valori variabili invece tra 100 e
Inoltre, le sorgenti a maggiore tensione
può essere dotato di vari livelli di auto200 kV. In entrambi i casi sono disponi- di accelerazione possono adottare anche
mazione, spesso di tipo CNC.
bili sorgenti con potenze associate al le maggiori distanze di lavoro (dette
Nella Figura 18b si trova invece un
fascio sino a 100 kW.
distanze di standoff) rispetto a quelle a
impianto ad alto vuoto con camera di
Le sorgenti a bassa tensione operano con
bassa tensione, il cui fascio è più sogdimensioni maggiori (3505 x 2845 x
alte intensità di corrente: in genere, le
getto a fenomeni di defocalizzazione
2690 mm), dotato di sorgente mobile. In
macchine che hanno tensioni variabili
all’aumentare di detta distanza. D’altro
genere, le sorgenti mobili a bassa tentra 30 e 60 kV lavorano con correnti
canto, le sorgenti a minore tensione sono
sione con impianti ad alto vuoto sono
intorno a 500 mA; al contrario, le macsicuramente più semplici e prevedono
disponibili con potenze da 7.5 a 42 kW,
chine a maggiore tensione, ad esempio
programmi di manutenzione meno
con correnti variabili tra 125 e 700 mA.
150 kV, lavorano con intensità di coronerosi. Le sorgenti a bassa tensione
Gli impianti dotati di sorgenti a medio
rente vicine a 40 mA. Con i massimi
sono più adatte ad operare in condizioni
vuoto sono spesso impianti dedicati,
valori della tensione di accelerazione si
di medio o alto vuoto, mentre quelle ad
attrezzati per specifiche applicazioni;
ottengono anche i maggiori valori del
alta tensione si impiegano soprattutto in
inizialmente, questa modalità fu adottata
fattore di forma della passata, inteso
condizioni atmosferiche (con tensioni
per incrementare la produttività del procome il rapporto tra la profondità e la
minime comprese tra 130 e 175 kV);
cesso, con camere disegnate sulla base
delle specifiche relative a singole produzioni, ri d u c e n d o a l
mas s imo i l t e m p o
di pomp a g g i o , c h e
scende anche a valori
inferiori a 10 s.
Per sfruttare al
massimo questa riduzione d e i t e m p i d i
pompaggio sono
impiegati inoltre
idonei sistemi di movimentazione e trasporto
di pezzi nell’area di
Figura 18 a, b - Impianti con camera in vuoto di 2485 x 1525 x 1830 mm (Figura a, a sinistra - Cortesia Leybold
s aldatur a , c o m e a d
Heraeus Vacuum Systems, Inc.) e 3505 x 2845 x 2690 mm (Figura b, a destra - Cortesia Sciaky Bros., Inc.).
esempio quello illuRiv. Ital. Saldatura - n. 5 - Settembre / Ottobre 2011 703
Introduzione alla saldatura con fascio elettronico (Electron Beam Welding)
Sorgente
Porta di accesso
alla camera
Piattaforma
di lavoro
Tubazione in vuoto
Camera superiore
Pallet
Sistema di sollevamento
idraulico
Figura 19 - Impianto con camera a medio
vuoto (schema).
strato nello schema riportato nella
Figura 19, dotato di un pallet a giostra in
grado di portare varie parti contemporaneamente.
Sono disponibili sul mercato anche unità
che possono operare tanto in modalità in
Figura 21 - Sistema EBW in modalità non
vacuum (cortesia Leybold Heraeus Vacuum
Systems, Inc.).
704 Riv. Ital. Saldatura - n. 5 - Settembre / Ottobre 2011
alto vuoto come
in medio vuoto,
de t t e appunto
“dual-mode”, in funzione dell’applicazione prevista; nella Figura 20, ad
esempio, è riportata una macchina
“dual-mode” completamente automatizzata con potenza
di 6 kW (60 kV,
100 mA), in grado
di operare con
pres s ioni s ino a
65 MPa, raggiunte
in circa 10 s.
Il sistema illustrato
nella F igura 21 è
invece un impianto
tipo non vacuum,
che opera appunto
in condizioni atmos feriche,
con
potenza variabile
tra 17.5 e 35 kW in
funzione della corrente utilizzata (da
100 a 200 mA ),
Figura 20 - Sistema EBW tipo dual-mode
(cortesia EBTEC Corp.).
adatto tanto a produzioni dedicate
quanto ad applicazioni standard.
8 - Sicurezza del personale
Rispetto ad un processo ad arco, di tipo
convenzionale, la tecnologia EBW presenta caratteristiche specifiche legate
alla presenza di elevatissime tensioni
nella sorgente del fascio. Inoltre, per
effetto delle temperature raggiunte
durante la saldatura, il bagno di fusione
può risultare estremamente pericoloso,
se non osservato con filtri di opportuna
gradazione. Va ricordato infine che l’interazione tra un fascio di elettroni accelerati verso una struttura metallica
genera raggi X, a minore contenuto di
energia (molli) in caso di tensioni di
accelerazione inferiori a 20 kV, maggiore (duri) per tensioni superiori; di
conseguenza, è necessario prevedere le
idonee misure di sicurezza per il personale addetto.
ESTRUSIONE - PRESSOCOLATA - FONDERIA - LAMINAZIONE - FINITURE - LAVORAZIONI MECCANICHE - SALDATURA - RICICLO
M
METEF
ET E F - FO
FOUNDEQ
UND EQ
ex
expo
p o nume
numero
ro 1 nel mon
mondo
do dei metalli
18 - 21 AAPRILE
PRIL E 2012
V E R O N A F I E R E
Due eventi un ggrande
rande
aappuntamento
ppuntamento inte
rna zionale
internazionale
pe r incontrarsi
incont ra rsi e fa
re busine
ss
per
fare
business
METEF.COM
FOUNDEQ.COM
Pubblicazioni IIS
Metallurgia e saldabilità del rame
e delle sue leghe
Indice:
Capitolo 1. METALLURGIA
Capitolo 2. CLASSIFICAZIONE DEL RAME E DELLE SUE
LEGHE: Generalità; Rame puro commerciale; Ottoni; Bronzi allo
stagno; Bronzi all’alluminio, al silicio ed al berillio; Cupronichel.
Capitolo 3. SALDABILITÀ: Generalità; Rame puro, commerciale
e legato; Bronzi allo stagno; Bronzi all’alluminio, al silicio ed al
berillio; Cupronichel.
Capitolo 4.TECNOLOGIA DELLA SALDATURA: Processo con
fiamma ossiacetilenica; Processi ad arco elettrico con protezione
gassosa; Processo ad elettrodi rivestiti; Altri processi di saldatura.
Capitolo 5. CONTROLLO DELLA QUALITÀ: Materiali di
apporto; Imperfezioni caratteristiche nella saldatura del rame e
delle sue leghe; Certificazione dei saldatori;Trattamenti termici
post-saldatura.
2008, 32 pagine, Codice: 101116, Prezzo: € 41,00
Soci IIS - Membri IIS Club, Prezzo: € 32,80
Settore PBM
Maura Rodella
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Tel. 010 8341385
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www.iis.it
Scienza
e
Tecnica
Gli acciai austeno-ferritici in impieghi strutturali: una recente
esperienza di valutazione sperimentale della resistenza a
fatica dei giunti saldati
Da molti anni sono disponibili in letteratura tecnica dati relativi alla vita a
fatica dei giunti saldati in acciai da
costruzione di media resistenza di tipo
ferritico, ottenuti attraverso campagne
di prova sperimentali condotte in campo
internazionale. Tali dati hanno costituito
la base comune di elaborazione delle
curve di progetto delle normative internazionali ed in particolare della norma
europea EN 1993-1-9; peraltro la normativa nazionale degli Stati Uniti sull’argomento (es. AWS D1.1) pur presentando modalità di verifica leggermente
differenti dall’impostazione europea utilizza curve sostanzialmente simili a
quelle europee, basandosi su medesimi
risultati sperimentali.
In mancanza di dati in numero sufficiente e confidando sulla maggiore
tenacità degli acciai austenitici e
austeno-ferritici rispetto a quelli ferritici (considerazioni queste di larg a
massima da utilizzare con una certa
prudenza), la norma europea consente
l’utilizzo delle medesime curve di progetto sperimentalmente definite per i
ferritici, anche per altri acciai; tuttavia
tale assunzione si rivela non completa-
mente condivisibile poiché a priori non
conservativa, quando la struttura metallurgica del giunto saldato può assumere
un ruolo non trascurabile rispetto agli
altri elementi (in primo luogo il tipo di
giunto saldato e la direzione di applicazione del carico) che governano la vita a
fatica dei giunti saldati. Nel caso di
giunti in acciaio austeno-ferritico, la
struttura metallurgica della zona fusa e
della zona termicamente alterata è funzione diretta del ciclo termico di saldatura e condiziona pesantemente le
caratteristiche meccaniche e di vita a
fatica: in base a tali considerazioni
un’azienda leader nel campo delle
costruzioni saldate in campo internazionale ha incaricato l’Istituto Italiano
della Saldatura Group di stimare la vita
a fatica dei giunti di composizione della
struttura saldata costituente il Monumento commemorativo del Bicentenario
dell’Indipendenza Nazionale Messicana, attraverso una campagna di
prove, atte a collocare correttamente le
curve di progetto dei giunti, coerentemente con le indicazioni generali della
norma EN 1993-1-9, nel classico diagramma S-N.
In particolare sono stati presi in considerazione i giunti testa a testa a piena
penetrazione, di spessore superiore a
70 mm e i giunti a T con cordoni d’angolo eseguiti con tecnica multipass, realizzati in acciaio inossidabile austenoferritico tipo LDX 2101.
Alla luce della notevole variabilità di
caratteristiche metallurgiche e meccaniche di un giunto saldato realizzato in
acciaio duplex in funzione del ciclo
termico di saldatura e di conseguenza
della percentuale di ferrite sia in zona
fusa che in zona termicamente alterata,
si è ritenuto opportuno verificare sperimentalmente la categoria di resistenza a
fatica attraverso l’esecuzione di prove di
fatica su provini ricavati da talloni di
saldatura realizzati con gli stessi procedimenti, materiale d’apporto e modalità
esecutive di produzione e quindi rappresentativi dei giunti reali dell’opera.
La caratterizzazione dei giunti saldati ha
previsto anche la verifica della micro struttura e la valutazione della percentuale di ferrite attraverso esami metallografici. I riferimenti normativi e di
letteratura a riferimento per la conduzione delle prove (geometria del provino,
applicazione dei carichi, interpretazione
dei risultati) sono stati i seguenti:
• Hobbacher “Recommendations for
fatigue design of welded joints and
components” - International Institute
of Welding (IIW), rev. Luglio 2004.
• EN 1993-1-9 “Eurocode 3 - Design
of s teel s tr uctures - P a rt 1 - 9 :
Fatigue”.
• EN 1993-1-4 “Eurocode 3 - Design
of steel structures - Part 1-4: Supplementary rules for stainless steels”.
• IIW document 1090-90 “Fatigue
testing of welded components”.
Riv. Ital. Saldatura - n. 5 - Settembre / Ottobre 2011 707
Scienza e Tecnica
Fatigue test results
Δσ [MPa]
1000
Butt welded joint specimens - data normalised to a Δσ = 380 MPa
100
experimental points
CAT 134
CAT 112
10
1.0E+04
Il programma di prove, finalizzato a
determinare la categoria di resistenza a
fatica (Δσ ammissibile a 2 milioni di
cicli), ha previsto l’esecuzione di 10
prove di fatica per ogni tipo di dettaglio
ad un livello di tensione costante, per
u n a d u r a ta p re v i st a c ompre sa t ra
100.000 e 200.000 cicli per ciascuna
prova.
I risultati delle prove sono stati infine
trattati statisticamente in modo tale da
ottenere il valore caratteristico della
resistenza a fatica in corrispondenza del
708 Riv. Ital. Saldatura - n. 5 - Settembre / Ottobre 2011
numero di cicli previsto e determinare la
categoria di resistenza a fatica del dettaglio costruttivo sottoposto a prova.
A conclusione della campagna di prove,
che ha avuto come oggetto due dettagli
strutturali significativamente differenti e
corrispondenti alla categoria più alta e
a quella più bassa previste dalla norma
UNI EN 1993-1-1 per i giunti saldati, è
stato constatato l’ottimo accordo con i
risultati di letteratura: ciò ha consentito
di estendere le considerazioni sull’impiego conservativo delle curve di pro-
1.0E+05
N
1.0E+06
1.0E+07
getto della norma anche agli altri dettagli strutturali, realizzati con i processi e
le tecniche di saldatura dell’Azienda
committente la campagna di prove.
Ringraziamenti
Si ringrazia la Soc. Cimolai S.p.A. per la
fattiva collaborazione e l’autorizzazione
alla pubblicazione.
Dott. Ing. Michele Lanza
Responsabile Settore Carpenteria
IIS SERVICE
IIS News
Resoconto della riunione del
Consiglio Generale dell’IIS
del 24 Maggio 2011
Pre s ie d e la ri uni one i l P re si de nt e
Dott. Ing. Ferruccio Bressani che, constatata la presenza del numero legale dei
Membri, saluta i presenti ed apre i
lavori alle ore 10.30. Il Presidente incarica il Segretario Generale, Dott. Ing.
Mauro Scasso, di redigere il verbale
della riunione.
Si inizia col punto dell’O.d.G.: Approvazione dell’Ordine del Giorno. Il Consiglio approva all’unanimità l’O.d.G. proposto.
Il Presidente passa quindi al punto
dell’O.d.G.: Approvazione del verbale
della seduta precedente. Il Verbale della
riunione del 28 Aprile 2011, inviato
a i C o n s ig lieri a me zzo post a ne i
termini statutari, viene approvato
all’unanimità, non essendo pervenute
osservazioni e non essendone formulate
dai presenti.
Il Presidente passa al punto dell’O.d.G.:
N o m in a d e i Vi c e P re si de nt i e de i
Membri del Comitato Direttivo ai sensi
dell’art. 15 dello Statuto per il triennio
2011- 2014. Scasso presenta i candidati
alla posizione di Vice Presidente dell’Istituto e alla posizione di Membro del
Comitato Direttivo.
Dopo breve discussione, il Presidente
chiede ai presenti di formulare eventuali
proposte alternative alle candidature
presentate per le varie cariche del
Comitato Direttivo o, in mancanza, di
esprimere l’assenso con il voto favorevole di ogni Consigliere.
Il Presidente prende atto dei consensi
espressi da tutti i Consiglieri e pertanto
vengono approvate all’unanimità e per
acclamazione le seguenti nomine per il
triennio 2011 -2014.
Vice Presidenti:
• Prof. Ing. Rinaldo GHIGLIAZZA
• Dott. Ing. Luigi SCOPESI
• Dott. Ing. Giulio COSTA
Membri del Comitato Direttivo:
• Dott. Ing. Angelo Maria GUERCIOTTI
• Prof. Ing. Pietro LONARDO
• Prof. Ing. Rezia MOLFINO
• Dott. Ing. Giovanni PEDRAZZO
• Prof. Ing. Alfredo SQUARZONI
• Dott. Ing. Guido Carlo TORRIELLI
• Prof. Dott. Teresio VALENTE
I Membri, eletti presenti o informati
della nomina telefonicamente, ringraziano il Consiglio per la fiducia accordata ed esprimono al Presidente l’accettazione della carica stessa.
Si passa quindi al punto dell’O.d.G.:
Varie ed eventuali. Scasso ricorda brevemente che la 6ª edizione delle Giornate Nazionali di Saldatura (GNS6),
prevista per i giorni 26 e 27 Maggio
prossimi, presso i Magazzini del Cotone
al Porto Antico di Genova, si sta configurando come un rilevante successo, sia
di partecipazione che di immagine.
Il Consiglio prende atto con soddisfazione.
Non essendovi altri argomenti da trattare né richieste d’intervento, il Presidente ringrazia i presenti e chiude la
riunione alle ore 11.30.
Resoconto della riunione del
Comitato Direttivo dell’IIS
del 16 Giugno 2011
In assenza, per sopraggiunti pressanti
impegni, del Presidente dell’Istituto Italiano della Saldatura - Ente Morale,
Dott. Ing. Ferruccio Bressani, presiede
la riunione il Vice Presidente Prof. Ing.
Rinaldo Ghigliazza che, constatato il
raggiungimento del numero legale dei
pres enti, dà il benvenu t o a i n u o v i
Membri ed inizia i lavori alle ore 10.30.
Viene chiam ato a ver b a l i zza re , i n
qualità di Segretario della riunione, il
Dott. Ing. Mauro Scasso, Segretario
Generale dell’Istituto Italiano della Saldatura - Ente Morale.
Viene introdotto il punto dell’O.d.G.:
Approvazione dell’Ordine del Giorno.
Scasso propone di considerare, fra gli
argomenti da trattare nel corso della
riunione, anche la nomina del nuovo
Presidente di TECNOLAB RINA IIS,
essendo Socio del medesimo l’Istituto
Italiano della Saldatura - Ente Morale
ed es s endo l’attuale P re si d e n t e
(Ing. Chiara Servetto) passata recentemente ad IIS SERVICE. Il Comitato
Direttivo approva all’unanimità la proposta, collocandone la trattazione al
punto Varie ed eventuali dell’Ordine del
Giorno, che viene unanimemente approvato senza ulteriori variazioni.
Il Presidente passa quindi al punto
dell’O.d.G.: Approvazione del verbale
della seduta precedente, tenutasi il
31 Marzo 2011. Il verbale, già inviato ai
membri del Comitato Direttivo, non è
oggetto di osservazioni e, pertanto,
Riv. Ital. Saldatura - n. 5 - Settembre / Ottobre 2011 709
IIS News
viene approvato all’unanimità.
I l Pre s id e n te af f ront a i l punt o
dell’O.d.G.: Andamento dell’Istituto Italiano della Saldatura - Ente Morale.
Scasso presenta alcuni dati, aggiornati
al 31 Maggio 2011, sostanzialmente
soddisfacenti, relativi alla percentuale
delle ore fatturabili con riferimento alle
ore totali, riguardanti l’Istituto Italiano
della Saldatura - Ente morale, nonché,
per migliore comprensione, anche
IIS SERVICE ed IIS CERT (la percentuale delle ore fatturabili sulle ore tota1i
dell’Istituto Italiano della Saldatura Ente Morale risulta inferiore a quella
delle altre Società, a fronte del fatto che
l’Istituto ha in carico i servizi comuni di
staff).
Analoga soddisfazione emerge dalla
considerazione del fatturato di Gruppo,
che appare assolutamente in linea con
quanto previsto a budget, nonostante la
disomogeneità dei valori (che ha penalizzato soprattutto IIS SERVICE), a
fronte delle difficoltà di una corretta
allocazione contrattuale seguita alla
partizione.
Il Comitato Direttivo, dopo ampio dibattito, prende atto della situazione presentata.
Il Presidente passa al punto dell’O.d.G.:
Accordo quadro infragruppo. Scasso,
sottolineando l’opportunità di formalizzare gli accordi infragruppo così come
attuati e definiti, ricorda i criteri giuridico - economici di riferimento a cui si
intende far afferire il contesto relativo a:
• lo svolgimento dei servizi comuni di
staff (Cost Sharing Agreement, nel
rispetto di competenza, inerenza,
trasparenza);
• il conferimento dei mandati (con e
senza rappresentanza);
• le prestazioni intercompany (tariffario intercompany, nel rispetto di economicità e trasparenza contrattuale);
• la locazione degli immobili (a valori
n o r m a li e c omunque supe ri ori
all’ammortamento corrispondente).
Scasso riferisce infine che lo schema
dell’accordo quadro, propedeutico alla
redazione dei singoli “Service Agreements”, è stato preparato in bozza e la
sua definizione di dettaglio è di prossima realizzazione.
Il Comitato Direttivo approva all’unanimità.
I l Pre s id e n te int roduc e i l punt o
dell’O.d.G: Finanziamento fruttifero di
710 Riv. Ital. Saldatura - n. 5 - Settembre / Ottobre 2011
interessi alle Controllate e ratifica
dell’erogato. Scasso ricorda che i crediti
maturati al 31/12/2010, e riconducibili,
ne l l a nuova configur az ione, a
IIS SERVICE e IIS CERT, sono rimasti
di competenza di IIS - Ente Morale.
Pertanto, al fine di agevolare il ciclo
monetario delle Controllate, Scasso
propone al Comitato Direttivo di deliberare la concessione di due finanziamenti
Soci, fruttiferi di interessi riconosciuti in
misura fissa del 4%, della durata di tre
anni oltre il periodo di preammortamento al 31/12/2011, nel rispetto degli
equilibri finanziari di Gruppo.
Il Comitato Direttivo delibera all’unanimità i finanziamenti Soci, così come proposti, e ratifica le quote di finanziamento già erogate.
Il Presidente passa al successivo punto
dell’O.d.G: Decisioni a fronte delle
risultanze emerse dalla riunione del
Consi glio di Am m inis tr az ione di
ANCCP ed azioni conseguenti.
Scasso informa il Comitato Direttivo
circa il parziale accoglimento (a seguito
della pertinente comunicazione del Collegio Sindacale dell’Istituto), nella versione del bilancio 2010 di ANCCP riproposta in occasione del Consiglio di
Amministrazione del 21/04/2011, dei
rilievi mossi alla prima bozza di bilancio, presentata nella prima decade di
Aprile.
A fronte della situazione presentata ed in
previsione della referente assemblea dei
Soci di ANCCP, organizzata per il 29
Giugno 2011, il Comitato Direttivo,
dopo esaustiva discussione, ritenendo
non più strategica tale partecipazione,
delibera di uscire dalla compagine
sociale di ANCCP, nonché di chiedere,
ai propri rappresentati (Ing. Scasso ed
Ing. Timossi) nel Consiglio di Amministrazione della medesima ANCCP, di
presentare le rispettive dimissioni, in
coerenza con la delibera precedente.
Il Comitato Direttivo richiede inoltre
all’Ing. Scasso di presentare, conseguentemente, le dimissioni dal Consiglio
di A m m inis tr az ione di ANCCP
SERVICE, quale espressione di un previgente ramo d’azienda in ANCCP,
riservandosi opportune valutazioni circa
la strategicità della partecipazione
ancora detenuta.
Il P re s idente introduce il punto
dell’O.d.G: Attività del Champion per la
sicurezza. Scasso, a fronte della rilevante attività prevista per la riorganiz-
zazione del Servizio “Prevenzione e protezione” nel Gruppo IIS, in accordo agli
indirizzi presentati in occasione delle
precedenti riunioni del Comitato Direttivo, propone di offrire al Champion per
la sicurezza un emolumento analogo a
quello approvato dall’Assemblea dei
Soci dell’Istituto Italiano della Saldatura - Ente Morale per i Vice Presidenti.
Il Comitato Direttivo approva all’unanimità, con l’astensione del Champion
stesso, Prof. Valente.
Il Pres idente affronta i l p u n t o
dell’O.d.G: Ratifica delle nuove associazioni e presa d’atto dei Soci dimissionari. Scasso presenta al Comitato Direttivo la situazione aggiornata delle
associazioni all’Istituto riferendo che,
nel per iodo dall’1/04/20 1 1 a l
15/06/2011, sono pervenute 9 richieste
di associazione (1 a Socio Collettivo e 8
a Socio Individuale) ed 1 di dimissioni
da Socio Individuale.
Il Comitato Direttivo all’unanimità
approva.
Il Pres idente introduce i l p u n t o
dell’O.d.G: Manifestazioni e Pubblicazioni. Scasso informa il Comitato Direttivo circa il pieno successo della sesta
edizione delle Giornate Nazionali di
Saldatura, svoltasi a Genova nei giorni
26 e 27 Maggio, alla luce dei 1103 partecipanti e 42 Sponsor (per un fatturato
pubblicitario pari a 167.500 €), che
hanno manifestato il loro apprezzamento.
Il Comitato Direttivo prende atto con
soddisfazione.
In occasione della prossima riunione del
Comitato Direttivo, sarà presentata una
valutazione economica complessiva di
questa edizione delle Giornate Nazionali di Saldatura.
Il Presidente passa infine al punto
dell’O .d.G : Var ie ed eve n t u a l i .
In accordo a quanto approvato all’inizio
della riunione, con riferimento alla
nom ina del nuovo Pr es i d e n t e d i
TECNOLAB RINA IIS, Scasso propone
la candidatura, per la posizione suddetta, dell’Ing. Alberto Lauro, Direttore
Generale della Sezione Operativa dell’Istituto Italiano della Saldatura - Ente
Morale.
Dopo breve discussione il Comitato
Direttivo approva all’unanimità.
Non essendoci ulteriori argomenti da
trattare, il Presidente ringrazia i presenti e chiude la riunione alle ore 13.00.
Incontro con…
Angelo Moriggi
“Da quando ho iniziato a frequentare le manifestazioni e gli eventi tecnici dell’IIS, ormai vent’anni fa circa, ho notato spesso la presenza di un signore dall’aria distinta e rassicurante, che si univa agli altri partecipanti seguendo i
lavori con costante attenzione, come un dipendente appena assunto. Con il
tempo, mi è capitato talvolta di partecipare come relatore a tali eventi e ritrovare, di conseguenza, la gradita presenza di quel signore, provando talvolta la
sensazione - per usare un garbato eufemismo - che a ruoli invertiti la giornata
avrebbe avuto ancora più senso. Quel signore è Angelo Moriggi.”
Michele Murgia
D. Signor Moriggi, per quanto la sua Azienda sia ben conosciuta all’Istituto ed ai suoi funzionari, cerchiamo di presentarla anche a
quei lettori che operino in settori merceologici diversi dal suo: quali servizi offrite, in quali mercati e con quali soluzioni tecnologiche, ad esempio.
R. La nostra è una azienda di saldatura per conto terzi specializzata nella riparazione degli stampi che ormai può vantare oltre 55
anni di esperienza.
Fratelli Moriggi S.r.l., infatti, nasce nel 1990 come evoluzione di A.M.G. S.n.c., società fondata da me e mio fratello Giuseppe
negli anni ’70 e creata a seguito della morte di nostro padre che aveva esordito nell’attività già nel primo dopoguerra.
Abbiamo seguito da vicino l’evoluzione dell’industria meccanica e dei materiali e, per primi in Italia, siamo stati in grado di
eseguire interventi su stampi ottenuti con acciai medio ed alto legati, dove l’abilità del saldatore non era meno importante della
conoscenza della metallurgia al fine della buona riuscita della riparazione.
Da quel momento in poi, la nostra azienda ha conosciuto quel continuo sviluppo di tecniche e protocolli esecutivi che ci ha consentito di garantire alla clientela l’avanguardia della saldatura (sia in termini di know-how sia in quanto a macchine) disponibile sul mercato internazionale.
Per fare qualche esempio: eseguiamo riparazioni su parti meccaniche in acciaio (basso, medio e alto legato), in ghisa, in alluminio (e sue leghe), in rame (e sue leghe); interveniamo su teste motore e su parti di auto e moto sia da competizione che
d’epoca e saldiamo particolari per l’industria aeronautica e biomedica.
Procediamo sia con saldature laser sia con i procedimenti tradizionali (TIG , MIG-MAG, saldatura con elettrodo rivestito, saldatura ossiacetilenica e brasatura) su particolari fino a 150 q di peso e siamo inoltre dotati di 8 forni per preriscaldi e trattamenti termici.
Disponiamo altresì di unità mobili per interventi di saldatura tradizionale presso il cliente - garantendo anche la possibilità di
gestire in loco i preriscaldi - e anche di unità mobili per la saldatura laser.
Il nostro organigramma comprende:
- 2 tecnici certificati EWT
- 1 tecnico certificato EWS
- 4 saldatori certificati UNI EN 287-1
- 4 saldatori certificati EN ISO 9606-2
- 6 saldatori laser
- 1 operatore certificato di II livello per il controllo con liquidi penetranti
- 1 operatore certificato di III livello per il controllo con esame visivo.
Riv. Ital. Saldatura - n. 5 - Settembre / Ottobre 2011 711
Incontro con…
D. Nella sua Azienda convivono tecnologie che possiamo definire
convenzionali - come il processo a filo continuo in protezione
gassosa, il TIG e l’elettrodo rivestito - con tecnologie come il
laser, su cui, negli ultimi anni, avete investito in modo importante. Può spiegare le ragioni di questa scelta, non sempre condivisa almeno sul mercato nazionale?
R. L’evoluzione delle macchine utensili (con errori di dimensioni
sempre più ridotte) e le modifiche di design sempre più complesse, richieste sui prodotti stampati, hanno reso necessarie
saldature non più di millimetri ma di decimi di millimetri
sempre meno invasive sulla figura dello stampo. Praticamente
invisibili!
Questo ci ha portato, alla fine degli anni ’90, a cercare sul
mercato una tecnologia di saldatura che potesse rispondere a
tali esigenze, oltre a macchinari versatili in grado di venire
incontro alle nuove richieste della clientela.
Abbiamo così individuato nel laser il procedimento che meglio soddisfaceva il nostro bisogno e nel 2000 siamo stati la prima
azienda italiana di saldatura per conto terzi a dotarsi di un impianto laser esclusivamente dedicato alla riparazione degli
stampi.
Nel corso degli anni il mercato ha premiato questa nostra intuizione, al punto che ogni anno abbiamo continuato a investire sul
laser aumentando le unità operative e sostituendo le prime con le loro più aggiornate evoluzioni - spesso studiate dalle case
produttrici anche sulla base delle indicazioni provenienti da esigenze ed esperienze provenienti dalla nostra stessa quotidiana
attività.
Attualmente disponiamo di 8 impianti di saldatura laser ognuno con caratteristiche sue proprie. Di questi, due sono unità
mobili che consentono di intervenire in loco senza costringere il cliente a spostare il pezzo.
Avendo poi sempre più esperienza nell’utilizzo di questa tecnologia riusciamo ad applicarla con ottimi risultati anche in altre
tipologie di riparazione oltre che nella saldatura degli stampi.
D. Una delle caratteristiche della sua Azienda è indubbiamente la capacità di eseguire riparazioni praticamente immediate. Come
riuscite a conciliare, di conseguenza, il flusso di lavoro relativo a commesse programmabili in un arco di tempo più ampio con
lo svolgimento di tali attività? È frequente, da parte di vostri clienti, la domanda di riparazioni urgenti o piuttosto prevalgono le
richieste per attività programmabili su tempistiche più diluite?
R. Nella nostra azienda non ci sono commesse programmabili.
L’intervento di riparazione deve essere immediato per ridurre al minimo indispensabile i tempi di fermo produzione.
Una volta decisa la modifica di design di uno stampo, deve essere realizzata immediatamente, in modo da rallentare il meno
possibile i tempi di produzione.
La garanzia di questa tempistica di lavoro è data da un personale numericamente adeguato e da un servizio al cliente che va
dal Lunedì al Venerdì dalle 07.30 alle 18.30, il Sabato invece dalle 07.30 alle 12.00.
Non è un caso, infatti, che la maggior parte dei clienti, quando tecnicamente possibile, può far conto su una esecuzione immediata della saldatura.
In caso contrario, quando per esempio le procedure richiedono oltre alla saldatura anche un trattamento termico di distensione, il tempo di esecuzione è di 3 giorni lavorativi.
D. Prendendo visione della struttura della sua Azienda e delle attività svolte si ha la sensazione di una forte autarchia, ossia si
percepisce la tendenza a svolgere in prima persona, attraverso
il proprio personale e le proprie tecnologie, non solo le attività
di riparazione ma anche la caratterizzazione dei giunti, il loro
controllo di qualità ed eventuali attività complementari.
È una sensazione che corrisponde al vero, come effetto di una
precisa strategia aziendale, che non prevede quindi il ricorso ad
attività in outsourcing?
R. Tutte le attività vengono svolte dal nostro personale e questo è
dovuto al fatto che ogni intervento è unico e va gestito in
quanto tale e immediatamente. Pertanto, è fondamentale eseguire internamente ogni singola fase della riparazione.
Per il buon esito è determinante la preparazione del giunto e la
conoscenza delle problematiche di ogni singolo pezzo.
712 Riv. Ital. Saldatura - n. 5 - Settembre / Ottobre 2011
Incontro con…
In questo, l’esperienza gioca un ruolo fondamentale anche perché, considerato il valore dei particolari da saldare, occorre prestare la massima cura in tutti i passaggi della lavorazione e della movimentazione. Dopotutto, ormai - e a ragione - il cliente
non tollera più nemmeno un impercettibile graffio su una superficie lucida…
D. Il personale della sua Azienda, dal saldatore al Coordinatore di Saldatura, sino all’addetto al controllo non distruttivo, è sistematicamente sottoposto a formazione professionale e successiva qualificazione e/o certificazione, tipicamente secondo gli schemi
previsti dalla normativa europea in vigore. Qual’è la sua opinione in merito: ritiene che si tratti di un mero adempimento a
requisiti di natura contrattuale - come talvolta si percepisce, in alcune realtà - o di un approccio in grado di portare risultati tangibili, perlomeno nel medio - lungo termine?
R. La scelta di qualificare il personale e l’azienda non è stata fatta per adempiere a requisiti contrattuali ma per caratterizzare la
nostra realtà aziendale, dove si trattano praticamente tutti i materiali saldabili.
La competenza professionale è fondamentale sin dal primo contatto con il cliente fino alla consegna della saldatura eseguita.
Il Coordinatore di Saldatura deve avere oltre all’esperienza nella riparazione, anche tutte le nozioni tecniche e metallurgiche
per poter recepire l’esigenza del cliente e soddisfarla scegliendo la miglior soluzione tecnica disponibile.
Il personale tecnico ed i saldatori devono avere una preparazione teorico-pratica adeguata per essere in grado di applicare in maniera
corretta le istruzioni impartite dal Coordinatore e per segnalare, eventualmente, criticità che si verificano durante la riparazione.
Io per primo ho conseguito tutte le qualifiche del caso: dai corsi di metallurgia al diploma di specializzazione in saldatura, fino
al certificato EWT e alle qualifiche per controlli non distruttivi. Dopo di che, ho preteso che anche il mio personale seguisse il
mio percorso per essere all’altezza dell’azienda che avevo in mente di creare.
Diretta conseguenza di questo mio atteggiamento è stato infine l’ottenimento del certificato di qualità aziendale ISO 383
4-2. Un
riconoscimento che ha certificato pratiche e protocolli operativi che in molti casi noi già eseguivamo (fotografie digitali peridentificare il materiale in arrivo, schede di lavorazione, WPS, trattamenti termici gestiti da PC, ecc.) pr
oprio perché applicavamo questo
tipo di accorgimenti metodologici ed esecutivi ben prima di ricevere una formale qualificazione del nostro modus operandi…
D. La sua Azienda si è specializzata ad operare su stampi ed
organi meccanici, più in generale, realizzati con un’ampia
varietà di leghe. Quali sono, dal punto di vista metallurgico, i
casi più complessi che trattate e, di conseguenza, le problematiche che siete tenuti ad affrontare durante lo svolgimento del
lavoro, da questo punto di vista?
R. I casi più complicati da trattare sono quelli in cui bisogna
saldare parti di stampi con finiture estetiche, in superficie…
come la lappatura, la lucidatura a specchio o fotoincisione in
cui la saldatura deve essere praticamente invisibile.
Per realizzare ciò è necessario che tra materiale base, zona
termicamente alterata e cianfrino di saldatura non vi sia differenza di durezza.
Soprattutto su particolari di stampi finiti o con geometrie complesse, non sempre è possibile eseguire preriscaldi e trattamenti termici post-saldatura, ragion per cui è proprio qui che
entra in gioco l’esperienza e si rende necessaria una profonda
conoscenza dei materiali per operare la scelta migliore delle modalità d’intervento o per combinare i diversi procedimenti di
saldatura al fine di ottimizzare il risultato dal punto di vista tanto meccanico quanto estetico.
Relativamente agli organi meccanici, inoltre, è molto importante ottenere dal cliente più informazioni possibili circa il materiale
base, su eventuali trattamenti di tempra, nonché sulla cementazione o sulla nitrurazione a cui è stato sottoposto il particolar
e. In
sintesi, occorre comprendere il motivo per cui il pezzo si è rotto, tener conto della sua funzione così come degli sforzi e delle sollecitazioni a cui è sottoposto in esercizio. Il tutto per poter individuare la procedura che garantisca il miglior risultato finale.
D. Considerando il perdurare di scenari di mercato perlomeno complessi, è quasi scontato proporle una domanda su questo tema:
come ha vissuto la sua Azienda la crisi degli ultimi anni? Il vostro specifico mercato è stato interessato nella stessa misura di
altri? Quali previsioni possono essere fatte, ad esempio per il prossimo biennio?
R. Anche la nostra azienda è stata interessata, seppur in maniera marginale, dalla crisi. Ma la nostra risposta al momento di difficoltà è stata quella di continuare a investire sulla tecnologia laser. E posso dire che si è rivelata una strategia di successo…
Questa intuizione, infatti, ci ha permesso di compensare il calo di lavoro che si è venuto a creare nella saldatura tradizionale e
rilanciare l’offerta con nuove potenzialità tecniche da mettere a disposizione della clientela.
Dopotutto, questa è sempre stata la mia linea, il mio modo di intendere la cultura di impresa e non poteva certo essere un
momento di crisi - per quanto grave e preoccupante - a farmi cambiare idea sulla mia storica convinzione di investire sempre e
comunque sull’innovazione e sull’aggiornamento delle macchine e del personale.
Riv. Ital. Saldatura - n. 5 - Settembre / Ottobre 2011 713
Incontro con…
D. La sua Azienda sembra incarnare perfettamente ed in senso positivo il modello di molte realtà nazionali che riescono a competere sul mercato nazionale ed internazionale grazie ad una elevatissima specializzazione ed al valore aggiunto dei propri servizi.
Ritiene corretta questa chiave di lettura? Quali sono a suo avviso, per il futuro, le linee guida per mantenere la competitività
acquisita nel vostro specifico mercato?
R. Sostanzialmente sì. È corretta. Non abbiamo scelta. L’alternativa sarebbe, infatti, quella di ridursi a svendere la nostra professionalità, il che sarebbe la cronaca di una morte annunciata… Un po’ come è accaduto a quanti, pur di acquisire nuove commesse, hanno preferito lavorare sottocosto… È un gioco al ribasso che porta all’autodistruzione, oltre che allo svilimento della
competenza e dell’esperienza accumulate negli anni. Il che è, francamente, intollerabile!
D. Una domanda di carattere prettamente tecnico: nella presentazione dei vostri servizi citate la qualificazione delle procedure
di saldatura attraverso l’esperienza acquisita (le modalità per effettuare la quale sono riportate nella vigente
UNI EN ISO 15611:2005 - Specificazione e qualificazione delle procedure di saldatura per materiali metallici - Qualificazione
sulla base dell'esperienza di saldatura acquisita, che ha sostituito, di fatto, la precedente UNI EN 288-6:1996). Qual’è la Vostra
esperienza nell’applicazione di queste norme? Come mai avete optato per questa modalità di qualificazione?
R. Come dicevo, nel nostro caso, ogni lavoro è diverso dall’altro. Quindi sarebbe stato improponibile qualificare una WPS per
ogni singolo intervento. È stato proprio ragionando sulla nostra esperienza concreta e tenendo conto delle attestazioni di
merito provenienti dai nostri clienti che siamo giunti a utilizzare questa norma nell’iter di certificazione.
D. Come abbiamo già avuto modo di dire, il vostro lavoro vi pone di fronte ad una vastissima gamma di casi differenti: può raccontarci un esempio affrontato e risolto con particolare soddisfazione vostra e del cliente e, al contrario, un caso in cui avete trovato
particolari difficoltà ad ottenere i risultati che vi eravate prefissi?
R. Una riparazione complessa portata a termine con successo recentemente ci ha visto impegnati su uno stampo atto allo stampaggio di un fanale per autovettura in acciaio Wr. Nr. 1.2343 temprato a 50 HRC.
La matrice presentava una cricca che partiva dal foro di raffreddamento e affiorava in figura creando un’ infiltrazione d’acqua
che rendeva impossibile lo stampaggio.
Questo problema ha causato il fermo di una linea di produzione in uno stabilimento in Europa Orientale dove veniva prodotto il
manufatto.
Al ricevimento della matrice, il cliente ci ha illustrato tutte le problematiche relative all’intervento: era di fondamentale importanza non chiudere il foro di raffreddamento in quanto il mancato afflusso d’acqua avrebbe impedito la corretta esecuzione dell’operazione di stampaggio.
La riparazione è stata eseguita come segue:
- Controllo con liquidi penetranti per verificare la presenza di ulteriori cricche.
- Prove di durezza dove abbiamo riscontrato un valore tra 46 e 50 HRC.
- Ricottura di lavorabilità per cercare di uniformare la durezza tra 46 e 48 HRC eseguita in forno gestito da PC con immissione di gas inerte.
- Preparazione del cianfrino di saldatura fermandoci a 1 mm di distanza dal foro di raffreddamento.
- Preriscaldo a 350 °C.
- Saldatura con procedimento TIG + elettrodo rivestito mettendo di tanto in tanto il pezzo in forno per non far abbassare la
temperatura al di sotto dei 300 °C.
- Trattamento termico di rinvenimento post-saldatura a 570 °C in forno gestito da PC con immissione di gas inerte.
- Raffreddamento in forno fino a 450 °C e poi in aria calma.
- Lavorazione meccanica eseguita dal cliente presso la sua
officina.
- Intervento di saldatura laser presso il cliente per la finitura
mentre lo stesso provvedeva alla lucidatura a specchio
della parte stampante.
Una volta che la prova di stampaggio ha dato esito positivo (la
saldatura non era visibile sullo stampo e non alterava la stampata trasparente) si è provveduto ad inviare la matrice
all’azienda che si occupava dello stampaggio. Tutta questa
operazione è stata svolta nell’arco di quattro giorni lavorativi,
alla presenza dei tecnici dell’azienda che produceva il fanale e
della casa automobilistica loro cliente. Lo stampo è attualmente ancora in produzione. Il rifacimento dello stampo
avrebbe comportato un fermo di produzione di diverse settimane.
714 Riv. Ital. Saldatura - n. 5 - Settembre / Ottobre 2011
Incontro con…
D. Tra i tipi di lega che trattate sono presenti anche le leghe di alluminio, il rame e le sue leghe, che spesso pongono probl
ematiche
importanti, nell’ambito della saldatura ad arco, in funzione dell’analisi chimica e dello stato metallurgico di fornitura. State valutando la possibilità di acquisire la tecnologia Friction StirWelding che - in quanto processo allo stato solido - potrebbe dar
e
indubbi vantaggi, almeno in alcuni casi o ritiene che, nel vostro specifico settore merceologico, non darebbe vantaggi signific
ativi?
R. Ritengo questo procedimento non adatto agli interventi di riparazione, in quanto le nostre saldature vengono eseguite
con apporto di materiale, sia con procedimenti tradizionali sia con procedimento laser (vengono usati fili di diametro
0.3 mm - 0.5 mm).
Non vengono eseguite saldature di unione.
Questa tecnologia trova il suo campo di applicazione nella saldatura di unione tra giunti in alluminio o rame in svariati settori
industriali (industria ferroviaria, automobilistica, aerospaziale, ecc.) con l’indubbio vantaggio di non creare tensioni di saldatura e deformazioni e senza bisogno di riprese al rovescio. Attualmente per la nostra tipologia di interventi non è applicabile
questo procedimento.
D. Nelle nostre interviste, per tradizione, diamo agli interessati la possibilità di affrontare un tema a scelta e di svolgerlo a proprio
piacimento: la invitiamo a farlo, per chiudere l’intervista nel modo che preferisce, ringraziandola ovviamente per la consueta
disponibilità.
R. Non amo le conclusioni. Non le amo nei libri, tanto meno nelle interviste. E a ben vedere neanche nella mia professione. Forse
perché, in quanto imprenditore, in ogni conclusione sono abituato a vedere l’inizio di una nuova avventura…
La Redazione ringrazia il Sig. Angelo Moriggi per la sua cortesia e disponibilità.
Riv. Ital. Saldatura - n. 5 - Settembre / Ottobre 2011 715
L’esperto
risponde
Perché nel documento ISO/TR 20173:2009
alla maggior parte degli acciai al carbonio e C-Mn per uso in recipienti a pressione di tipo ASME P-No.1 Gr.No.1-2
(Esempio SA516 Gr.70 o SA106 Gr.B-C)
è stato assegnato un ISO/TR 15608:2005
Group No. 11.1, quando era “industrialmente” riconosciuto (anche da diversi
enti di certificazione) a questi materiali
un ISO/TR 15608 Group No. 1.1 o 1.3?
Questo implica che buona parte delle
centinaia (se non migliaia) di qualifiche
di saldatura in normativa europea fatte
dai costruttori su questi tipi di materiali a
cui è stato assegnato Group No. 1 sono
non solo “sbagliate”, ma teoricamente
non sono più utilizzabili per saldare gli
acciai secondo designazione europea di
p a r i “ r e a le ” gra do (E se m pi o t i po
P355NH, P355QH).
È stato tenuto conto anche di questo?
(Jacopo Basoni - Schio)
Il documento ISO/TR 20173:2009 ha
solo lo scopo di fornire, a livello generale, una linea guida per il raggruppamento, ai fini della saldatura, dei materiali ASTM/ASME quando impiegati nel
contesto delle normative europee.
È però da segnalare che, soprattutto nel
settore degli impieghi a pressione, il
documento di riferimento richiamato
nelle principali norme di prodotto
nonché nelle stesse norme per la qualifica dei procedimenti/saldatori è il
CR ISO/TR 15608.
Il sistema di raggruppamento di questo
secondo documento è basato, per i soli
gruppi 1 e 11, sull’analisi della specifica
colata e non sulla composizione tabellare alla base della classificazione del
documento ISO/TR 20173:2009 nonché
della stessa ASME IX che ha inserito
anche il raggruppamento europeo nella
sua edizione più aggiornata. Di conseguenza, avendo i materiali in esame
(A106 Gr. B-C, A516 Gr. 70, ecc.) un
contenuto (tabellare) di carbonio superiore allo 0.25%, essi risultano classificati nel Gruppo 11.
Tuttavia, nel caso di tenori di carbonio
fino a 0.25% (analisi effettiva), essi
possono rientrare nel Gruppo 1.1 oppure
1.3 ai sensi del CR ISO/TR 15608.
In conclusione, quindi, questi materiali
appartengono ai Gruppi suddetti (1.1
oppure 1.3) quando risultano rispettate
le limitazioni sull’analisi di colata di
cui alla Tabella 1 (compresa la nota b)
del documento CR ISO/TR 15608.
Antonio Pandolfo
Responsabile Area Certificazione
Saldatori e Procedure - IIS CERT
Vorrei capire come funziona la saldatura
SAW.
(Raffaele Dessena - Cagliari)
Saldatura ad arco sommerso
(Submerged Arc Welding, SAW)
L’arco sommerso è un processo di saldatura autogena per fusione nel quale
l’energia termica è fornita dall’arco
elettrico che scocca tra un filo elettrodo
fusibile, alimentato con continuità, ed il
pezzo, analogamente a quanto accade
nella saldatura a filo continuo sotto protezione gassosa.
In questo caso, invece, la protezione dell’arco e del bagno di fusione vengono
assicurati dall’impiego di un flusso granulare che per gravità scende progressivamente dalla tramoggia e viene distribuito sul giunto e sul metallo base,
prossimo al giunto. Tale flusso cade
immediatamente davanti al punto in cui
scocca l’arco, in modo che avanzando
l’arco si trovi sempre sotto la protezione
del flusso stesso (arco sommerso).
L’energia termica sviluppata dall’arco
provoca la fusione del filo, del materiale
base e di parte del flusso. Materiale
base e materiale d’apporto si mescolano
allo stato fuso e solidificano poi formando il cordone di saldatura. La parte
di flusso che viene fusa può reagire chimicamente con il bagno e va a costituire
la scoria che ricopre il cordone e che
deve essere successivamente asportata;
la parte di flusso non liquefatto può
es s ere recuper ata att ra v e rso u n
impianto di aspirazione e talvolta riutilizzata. Oltre alla funzione protettiva,
analogamente a quanto accade per il
rivestimento degli elettrodi rivestiti, il
flusso contribuisce a migliorare la stabilità dell’arco, può apportare le modifiche chimiche richieste al bagno di
fusione, può apportare elementi di lega e
controllare la for m a d e l c o rd o n e .
Il flusso impedisce inoltre l’emissione
nociva di fumi, di eventuali spruzzi e
scintille. Al saldatore non è pertanto
richiesto l’uso della maschera di protezione.
Caratteristiche operative
Le apparecchiature più diffuse per la
saldatura ad arco sommerso sono di tipo
automatico o automatizzato; sono
comunque disponibili anche apparecchiature semiautomatiche, principalmente utilizzate nella realizzazione di
giunti d’angolo: la particolare geometria degli elementi da collegare, infatti,
permette di guidare efficacemente lo
spostamento manuale della torcia, collegata all’imbuto del flusso. La caratteristica principale della saldatura ad arco
sommerso è la possibilità di impiegare
Riv. Ital. Saldatura - n. 5 - Settembre / Ottobre 2011 717
L’esperto risponde
intensità di corrente assai più elevate di
quelle utilizzate, ad esempio, per elettrodi rivestiti di pari diametro. Si salda
principalmente nel campo compreso tra
500 e 1500 A, ma si possono usare correnti più deboli fino a 150 A o più forti,
fino a 4000 A. L’elevata intensità contribuisce a fondere una notevole quantità
di metallo d’apporto e di materiale base,
offrendo al processo una notevole capacità di penetrazione nei confronti del
materiale base ed una elevata produttività. I principali parametri di saldatura
sono l’intensità ed il tipo di corrente
(CC e sua polarità, CA), la tensione e
la velocità di saldatura, tutti fattori
che incidono fortemente sulla forma
e sulle caratteristiche del cordone di
saldatura.
La corrente di saldatura determina la
velocità di fusione del filo, la penetrazione e la quantità di materiale fuso:
aumentando la corrente, aumenta la
penetrazione.
Saldando in corrente continua, la velocità di deposito è maggiore di circa il
30% e la penetrazione è minore se si utilizza la polarità diretta (filo connesso
con il negativo) anziché la polarità
inversa (filo al positivo). Perciò la polarità diretta dà luogo a valori minori del
rapporto di diluizione e può essere preferita per placcatura e per prevenire
eventuali cricche a caldo dovute alle
impurezze del materiale base; comunque
in saldatura è normalmente utilizzata la
polarità inversa.
718 Riv. Ital. Saldatura - n. 5 - Settembre / Ottobre 2011
La corrente alternata ha penetrazione
intermedia ed offre il vantaggio di
operare in condizioni ottimali, con
disturbi da soffio magnetico praticamente nulli.
La tensione di saldatura influisce invece
sul l a larghez z a del depos ito, che
aumenta all’aumentare della tensione
adottata in saldatura.
Inoltre, siccome all’aumentare della tensione si allunga e quindi si allarga in
generale l'arco elettrico, ne segue che la
quantità di flusso coinvolta nel bagno
aumenta, e poiché il flusso concorre ad
apportare elementi di lega nel bagno,
cambia la composizione chimica del
cordone. Comunque, con una tensione
eccessivamente alta, l’arco sfugge dalla
copertura di flusso fuso, l’aria arriva a
contatto del bagno e ne derivano porosità. Anche la velocità di saldatura
influisce sulle dimensioni del bagno di
fusione, diventando sempre più piccolo
all’aumentare della velocità stessa.
Inoltre, saldature eseguite molto velocemente presentano un aspetto superficiale alquanto irregolare, sensibili incisioni marginali e probabile rischio di
contenere porosità.
In misura minore contano anche: la lunghezza libera del filo “stick-out”, il diametro del filo e lo spessore dello strato
di flusso.
Materiali d’apporto
Sono i fili ed i flussi, la cui combinazione determina le proprietà finali del
deposito di un giunto saldato (composizione chimica, proprietà metallurgiche e
meccaniche, in particolare resistenza,
allungamento e tenacità).
Fili
I fili costituiscono l’elettrodo che giunge
nella zona dell’arco con continuità,
spinto dal motorino di avanzamento.
Pos s ono es s ere pieni o a n i ma t i .
La superficie dei fili pieni è ricoperta da
L’esperto risponde
resistenza, basso-legati, inossidabili e
leghe di nichel. Benché il processo si
presti anche alla realizzazione di giunzioni in leghe non ferrose, occorre particolare accortezza nella scelta della
giusta combinazione tra filo elettrodo e
flusso. Il principale limite all’utilizzo del
processo è l’applicazione ai soli giunti
di testa, longitudinali e circonferenziali,
e giunti d’angolo in posizione piana o
orizzontale. Dato che il bagno di fusione
è relativamente ampio, l’inclinazione
del pezzo è fondamentale: bastano
infatti pochi gradi per avere diversa
penetr az ione e diver sa f o rma d e l
cordone di saldatura.
un sottilissimo strato di rame o di nichel
c h e li p ro te g ge dal l ’ossi dazi one e
garantisce un buon contatto con il tubo
portacorrente. Per ottenere una maggiore quantità di metallo depositato, a
parità di corrente e di diametro del filo,
è diffuso l’uso di elettrodi tubolari contenenti all’interno polvere metallica,
detti “metal cored”. Le caratteristiche
dei fili animati “flux cored” sono invece
legate alle proprietà depuranti e disossidanti del flusso presente al loro interno,
che può contenere carbonati o elementi
ossidabili come manganese e silicio.
Flussi
Sono costituiti essenzialmente da silicati, ossidi e ferroleghe e vengono normalmente distinti in prefusi ed agglomerati, secondo il metodo usato per la loro
fabbricazione. I flussi prefusi sono ottenuti per colaggio in vasca dei minerali
di partenza e sono successivamente
macinati fino ad ottenere granuli di
dimensione controllata e fine. Durante
la saldatura si ha la fusione di tali flussi
e la creazione di una coltre impenetrabile all’aria, detta scoria. L’azione
disossidante sul bagno è comunque affidata principalmente a fili arricchiti in
manganese. I flussi agglomerati sono
prodotti per cottura in forno a basse
temperature (con opportuni agglomeranti) ed esercitano, durante la saldatura, un’importante azione metallurgica.
Tali flussi infatti trasferiscono al bagno
determinati elementi, in particolare
silicio e manganese, che hanno azione
fortemente disossidante. Si classificano
in b a s e a lla basi c i t à, pe rt ant o si
avranno flussi acidi ad azione disossidante, neutri e basici ad azione depurante (nei confronti di zolfo e fosforo
principalmente). Date le loro proprietà
sono in genere utilizzati con fili a basso
tenore di manganese. Da una miscela
attentamente controllata di flussi prefusi
ed agglomerati si ottengono i flussi
misti, che hanno comportamento metallurgico intermedio.
Applicazioni
L’arco sommerso produce saldature di
buona qualità, con alta velocità di deposizione e profonda penetrazione, ove
richiesto. Grazie all’utilizzo di consumabili di tipo depurante, disossidante e
scorificante, si ottengono giunti con
ottime proprietà meccaniche e di resistenza alla corrosione. Queste caratteristiche rendono il processo particolarmente adatto a realizzare grandi lavori
di carpenteria, costruzioni navali, piattaforme off-shore e impianti chimici, per
c i t are la pr incipali applicaz ioni.
È ideale soprattutto per saldare forti
spessori, tuttavia è utilizzabile anche per
lamiere di spessore fino a 5 mm, con
adeguato sostegno al rovescio. Senza
sostegno lo spessore saldabile minimo è
di 8 mm circa. Si impiegano con ottimi
risultati gli acciai al carbonio, ad alta
Varianti del processo
Le principali varianti del processo di
saldatura ad arco sommerso hanno lo
scopo fondamentale di aumentare la
produttività attraverso un aumento
marcato del tasso di deposito, senza un
parallelo incremento dell’intensità di
cor rente. L e più com u n i so n o l e
seguenti:
• tecnica a filo doppio e multiplo
• tecnica a filo caldo
• tecnica a filo freddo
• aggiunta di polvere metallica
• fili animati
I parametri esecutivi e le preparazioni
per la saldatura automatica ad arco
sommerso sono diversi a seconda del
tipo e dell’importanza della costruzione:
comuni costruzioni di carpenteria si
saldano con la tecnica a forte penetrazione, che sfrutta l’economicità del processo. Diversamente, per costruzioni di
caldareria, è ideale la tecnica a passate
multiple, più raffinata e costosa, oppure
la tecnica di saldatura detta “narrow
gap” per la particolare preparazione dei
lembi da saldare, che consente di minimizzare l’apporto termico globale ed il
quantitativo di materiale d’apporto
necessario a realizzare il giunto.
Isabella Gallo
Divisione Formazione e Pubblicazioni Biblioteca - Manifestazioni - IIS
Riv. Ital. Saldatura - n. 5 - Settembre / Ottobre 2011 719
International Institute of
European
Welding Federation
Notizie
Riconoscimenti internazionali a due Ingegneri dell’IIS Group
L’Ing. Luca Costa eletto Vicepresidente dell’IIW
L’Ing. Luca Costa dell’Istituto Italiano della Saldatura è stato eletto Vicepresidente dell’IIW e contestualmente membro del Board of Directors.
Il Board of Directors è l’organismo di massimo livello della prestigiosa organizzazione internazionale
ed ha lo scopo di definire la politica dell’IIW e di vigilare su tutti gli aspetti inerenti le attività dell’associazione.
I membri sono eletti dall’Assemblea Generale dell’IIW e sono in totale 12:
• il Presidente (B. Raj, India);
• 3 Vicepresidenti (L. Costa, Italia; C. Eady, Regno Unito; R. Shook, USA);
• il Tesoriere (D. Koteki, USA);
• il Past-president (U. Dilthey, Germania);
• il Presidente del Technical Management Board - TMB (G. Marquis, Finlandia);
• il Presidente dell’International Authorisation Board - IAB (U. Dilthey, Germania);
• 5 Direttori (D. Almeida, Brasile; L. Coutinho, Portogallo; K. Nishimoto, Giappone; D. Dehelean, Romania; H. Gedik-Sadiklar,Turchia).
Tra i requisiti fondamentali posseduti dai membri del “Board” sono previste la rappresentatività del settore saldatura a livello almeno
nazionale ed una attività consolidata negli anni nell’IIW stesso,caratteristiche ben possedute dall’Ing.Costa, che affianca alle attività
nell’Istituto Italiano della Saldatura nella Divisione Formazione e Pubblicazioni-Biblioteca-Manifestazioni (ove è responsabile del Settore
Formazione Teorica) quelle in IIW (Presidente della Commissione VIII “Salute, Sicurezza ed Ambiente”, membro del TMB, membro e rappresentante italiano allo IAB GruppoA “Education,
Training and Qualification”, Presidente del Gruppo
di Lavoro “Welding Inspection Personnel”) ed EWF
(delegato e rappresentante italiano).
Il ruolo di Vicepresidente dell’IIW, oltre a prevedere
attività di rappresentanza, è particolarmente delicato in relazione alla policy dell’IIW, recentemente
integrata con l’inserimento nel programma dello
IAB della certificazione di aziende e del personale
(Coordinatori ed Ispettori di Saldatura) e con l’inserimento della rivista “Welding in the World”, edita
dall’IIW, nel sistema “Science Citation Index”, base
per l’ottenimento di punteggio valido per le carriere accademiche.
Le qualificazioni e le certificazioni IIW sono rilasciate in Italia da IIS CERT.
Riv. Ital. Saldatura - n. 5 - Settembre / Ottobre 2011 721
IIW-EWF Notizie
L’Ing. Stefano Morra eletto Chairman dello IAB Group B dell’IIW
Nel corso dell’Annual Assembly 2011 dell’IIW, svoltasi quest’anno a Chennai (India) nel Luglio scorso,
l’Ing. Stefano Morra di IIS CERT è stato eletto Chairman del Gruppo B dell’International Authorisation
Board (IAB) dell’IIW.
All’interno dell’organizzazione dell’Istituto Internazionale della Saldatura, lo IAB ha la responsabilità
di gestire il sistema IIW di formazione, qualificazione e certificazione delle figure professionali di
saldatura ed ispezione, nonché il sistema IIW di certificazione delle aziende in conformità alla norma
ISO 3834.
In particolare, il Gruppo A si occupa della definizione delle linee guida tecniche relative ai percorsi formativi ed ai criteri interpretativi della norma ISO 3834. Il Gruppo B gestisce invece tutto il sistema di
implementazione delle regole tecniche di cui sopra ed in particolare l’autorizzazione degli ANB e degli
ANBCC che, in ciascun paese membro dello IAB, rappresentano gli Organismi Nazionali autorizzati ad
attuare i sistemi di qualificazione e certificazione dell’IIW stesso.
Attualmente lo IAB è formato da 42 Paesi rappresentativi di tutti i continenti.
Fondamentali per poter ricoprire il ruolo di Chairman del Gruppo B dello IAB sono la rappresentatività del settore saldatura a livello
almeno nazionale, una attività consolidata negli anni nell’IIW stesso, esperienza approfondita nelle attività di certificazione del personale di saldatura e
delle aziende, nonché una conoscenza di
dettaglio della normativa tecnica di saldatura internazionale.
L’Ing. Stefano Morra ricopre attualmente
il ruolo di Direttore Tecnico di IIS CERT
con responsabilità dirette su tutte le attività di certificazione del personale, delle
aziende e dei prodotti del Gruppo IIS.
In ambito internazionale l’Ing. Stefano
Morra è anche membro del Board of
Directors dell’EWF (European Welding
Federation) all’interno della quale ricopre
anche il ruolo di Chairman del Technical
Committee.
Il ruolo del Board of Directors e il ruolo dello IAB in IIW.
722 Riv. Ital. Saldatura - n. 5 - Settembre / Ottobre 2011
Leggi
e
Decreti
L’impresa (in genere) e la sinergia fra l’art. 30 T.U.
e il D.Lgs. 231/2001
La superficiale lettura dell’art. 30 del
T.U. SULLA SICUREZZA ha portato ad
un appiattimento interpretativo che ha il
pregio (negativo) di ricollegare l’organizzazione e la gestione dell’impresa ai
fini dell’esimente della responsabilità
amministrativa unicamente alle persone
giuridiche, alle società ed alle associazioni anche prive di personalità giuridica introdotta dal D.Lgs. 8 Giugno
2001, n. 231.
Ha creato incertezze e sconcerto quindi
la recentissima decisione della Corte
di Cassazione, Sezione III penale,
20 Aprile 2011, n. 15657, allorquando
ha dichiarato l’applicabilità del regime
della responsabilità amministrativa
all’“impresa individuale” che può presentare una complessa organizzazione
interna e può coinvolgere soggetti
diversi dall’imprenditore, con lui collaboranti.
La decisione merita una rilettura e
qualche approfondimento in ordine alla
difformità della recente giurisprudenza
da precedenti sentenze (per tutte Cass.
Pen. Sez. VI, 3 Marzo 2004, n. 18941:
sentenza tuttavia pronunciata in data
anteriore alla riforma introdotta con il
Testo Unico).
Derivando, siccome si opinava sino ad
oggi, dal D.Lgs. 231 la responsabilità
amministrativa dal requisito di appartenere alle “persone giuridiche” (siano
essi enti muniti di personalità giuridica,
oppure società o, ancora, associazioni
anche prive di questa), la corrente interpretazione era che le “imprese individuali” non potessero essere fra queste
ricomprese.
Peraltro era diffusa l’opinione che l’attività da ricondurre all’ “impresa” rappresenta attività facente capo ad una
persona fisica, e non ad una persona
giuridica (quale una società di persone
o di capitali): derivando la propria
interpretazione da cosiffatta considerazione, la Cassazione ha ritenuto di insegnare che l’impresa individuale possa
essere assimilata ad una persona giuridi c a in cui viene a confonder s i la
persona dell’imprenditore, il soggetto
fisico che esercita l’attività.
In sostanza per impresa deve intendersi
l’attività svolta dall’imprenditorepersona fisica e tanto ci riporta alle
norme del Codice Civile.
Esaminiamo la motivazione: la recente
de cis ione s opr a r icordata cos ì s i
esprime: “Muovendo dalla premessa
che l’attività riconducibile all’impresa
(al pari di quella riconducibile alla ditta
individuale propriamente detta) è attività che fa capo ad una persona fisica e
non ad una persona giuridica intesa
quale società di persone (o di capitali),
non può negarsi che l’impresa individuale (sostanzialmente divergente,
anche dal punto di vista semantico,
dalla c.d. “ditta individuale”), ben può
assimilarsi ad una persona giuridica
nella quale viene a co n f o n d e rsi l a
persona dell’imprenditore quale soggetto fisico che esercita una determinata
attività: il che porta alla conclusione
che, da un punto di vista prettamente
tecnico, per impresa deve intendersi
l’attività svolta dall’imprenditorepersona fisica per la cui definizione
deve farsi rinvio agli artt. 2082 e 2083
del Codice Civile”.
E proseguendo: “È indubbio che la
disciplina dettata dal D.Lgs. 231/01 sia
senz’altro applicabile alle società cosiddette “ uniper s onali” c o sì c o me è
notorio che molte imprese individuali
spesso ricorrano ad una organizzazione
interna complessa che prescinde dal
sistematico intervento del titolare della
impresa per la soluzione di determinate
problematiche e che può spesso involgere la responsabilità di soggetti diversi
dall’imprenditore ma che operano nell’interesse della stessa impresa individuale.
Ed allora una lettura “costituzionalmente” orientata della norma in esame
dovrebbe indurre a conferire al disposto
di cui al comma 2 dell’art. 1 del Decreto
Legislativo in parola una portata più
ampia, tanto più che, non cogliendosi
nel testo alcun accenno riguardante le
Riv. Ital. Saldatura - n. 5 - Settembre / Ottobre 2011 723
Leggi e Decreti
imprese individuali, la loro mancata
indicazione non equivale ad esclusione,
ma semmai ad una implicita inclusione
nell’area dei destinatari della norma.
Una loro esclusione potrebbe infatti
porsi in conflitto con norme costituzionali - oltreché sotto il riferito aspetto
della disparità di trattamento - anche in
t e r m in i d i ir r agi one v ol e zza de l
sistema.”
L’insegnamento appare condivisibile;
effettivamente l’esclusione dell’impresa
individuale costituirebbe un “vero e
proprio vuoto normativo, con inevitabili
ricadute sul piano costituzionale connesse ad una disparità di trattamento tra
coloro che ricorrono a forme semplici di
impresa e coloro che, per svolgere l’attività, ricorrono a strutture ben più complesse ed articolate”.
Risolutivo appare pure il richiamo
all’applicabilità della disciplina del
D.Lgs. 231/01 alle società a responsabilità limitata “unipersonali”; dal che
consegue coerentemente che la mancata
enunciazione nel testo della legge non
equivale ad esclusione delle imprese
individuali dal novero dei soggetti interessati, bensì a implicita inclusione
nell’area dei destinatari della norma.
Ma quale allora la differenza derivante
dal confronto fra i modelli organizzativi
per la sicurezza codificati all’art. 30 del
Testo Unico e quelli fissati dal D.Lgs.
231/01?
Nonostante il Testo Unico non lo ponga
come un obbligo esplicito, vari sono gli
articoli in cui è indicata indispensabilità
di adottare un modello organizzativo per
la gestione della salute e sicurezza dei
lavoratori.
Ne sono chiari esempi:
• l ’ a r t. 1 6 ( d e le ga di f unzi oni ) al
c o m m a 3 d o p o av e r e nunc i at o i
requisiti per la validità della delega:
la delega di funzioni non esclude
l’obbligo di vigilanza in capo al
datore di lavoro, in ordine al corretto
espletamento da parte del delegato
delle funzioni trasferite. L’obbligo si
intende assolto in caso di adozione ed
efficace attuazione del modello di
verifica e controllo di cui all’articolo
30, comma 4;
• l ’ a r t. 1 8 ( o b b l i ghi de l dat ore di
lavoro e del dirigente) al comma
3-bis precisa per costoro l’obbligo di
vigilare altresì, in ordine all’adempimento degli obblighi di cui agli arti724 Riv. Ital. Saldatura - n. 5 - Settembre / Ottobre 2011
coli 19, 20, 22, 23, 24 e 25, ferma
restando l’esclusiva responsabilità
dei soggetti obbligati ai sensi dei
medesimi articoli qualora la mancata
attuazione dei predetti obblighi sia
addebitabile unicamente agli stessi e
non sia riscontrabile un difetto di
vigilanza del datore di lavoro e dei
dirigenti;
• l’art. 28 (oggetto della valutazione
dei rischi) al comma 2, lett. d) come
elemento di contenuto del documento
di cui all’art. 17, comma 1, lett. a),
individua le procedure per l’attuazione delle misure da realizzare,
nonché dei ruoli dell’organizzazione
aziendale che vi debbono provvedere,
a cui debbono essere assegnati unicamente soggetti in possesso di adeguate competenze e poteri.
L’art. 30 del T.U. introduce i sistemi di
gestione per la sicurezza, come presupposto per avere “effetto esimente” della
responsabilità amministrativa prevista
dal D.Lgs. 231/01 e con la “presunzione” di cui al comma 5 (i modelli
adottati secondo le Linee Guida UNIINA IL e Br itis h Standard O H SAS
18001:2007 sono conformi al modello
previsto dallo stesso art. 30).
Appaiono a questo punto evidenziati tre
tipi di “modelli”:
• quello definito dall’art. 30 commi 1,
2, 3 e 4;
• il modello riferito alle norme tecniche;
• il modello previsto dal D.Lgs. 231/01.
Appare evidente che i tre modelli hanno
dei punti di contatto e anche di coincidenza ma anche sostanziali e non irrilevanti differenze.
Il modello organizzativo previsto dal
T.U. 81/2008 garantisce da un lato
l’adempimento degli obblighi giuridici
relativi alla salute e alla sicurezza dei
luoghi di lavoro, ancorché affiorino in
vari articoli del T.U. aspetti gestionali
del sistema di sicurezza aziendale;
dall’altro il modello di organizzazione e
di gestione idoneo a reati mediante un
sistema di controllo che non possa
essere aggirato se non fraudolentemente.
Ricordato che ab initio il D.Lgs. 231/01
si applicava soltanto a una tipologia di
reati dolosi contro la pubblica amministrazione o di reati societari, per pervenire nel tempo alla affermazione di
responsabilità amministrativa di enti e
società quando si configurino gravi reati
“colposi” (omicidio colposo e lesioni
colpose gravi o gravissime, artt. 589 e
590 del Codice Penale) commessi da
parte di soggetti che si trovino in rapporto funzionale con l’ente, a condizione
che il reato sia stato commesso nell’interesse dell’ente o a suo vantaggio, così
come prevede l’art. 11, comma c), della
legge 300 del 28/9/2000.
L’art. 30 del Testo Unico precisa che il
modello organizzativo per essere giudicato idoneo ed avere efficacia esimente
della responsabilità amministrativa,
deve essere adeguato a prevenire la
commissione di reati da parte dei soggetti che ricoprono una posizione funzionale nell’ente.
Per quanto riguarda l’esimente dalla
responsabilità amministrativa si considerano due ipotesi ben differenziate:
A) Reati commessi da “soggetti apicali
dell’ente”.
B) Reati commessi da “soggetti sottoposti”.
Nel primo caso l’ente si sottrae alla
responsabilità dimostrando:
a- che l’organo dirigente ha adottato ed
efficacemente attuato, prima della
commissione del fatto, un modello di
organizzazione e di gestione idoneo a
prevenire reati della stessa specie di
quello verificatosi;
b- che il compito di vigilare sull’osservanza del modello sia stato affidato
ad un OdV (organo di vigilanza) con
poteri di iniziativa e di controllo;
c- oppure che gli autor i d e l re a t o
abbiano eluso “fraudolentemente” il
modello di gestione;
d- che non vi sia stata omessa o insufficiente vigilanza da parte dell’organismo preposto.
Nel secondo caso, reato commesso da
soggetti non apicali (cioè sottoposti): in
questa ipotesi l’ente è responsabile soltanto se la commissione del reato è stata
resa possibile dall’inosservanza degli
obblighi di controllo e di vigilanza.
Tuttavia qui giuoca a favore dell’ente
una “presunzione”.
Viene esclusa la violazione dell’obbligo
di vigilanza se l’ente ha adottato ed efficacem ente attuato un m o d e l l o d i
gestione idoneo a prevenire reati della
stessa specie di quello commesso.
Semplificando, adunque, fra le ipotesi
sopra esaminate (A e B) avviene un
rovesciamento dell’onere della prova.
Leggi e Decreti
Una notazione che non vuol essere mera
didattica ma anche e soprattutto regola
per il costitutore di modelli: l’imperativo dell’art. 30 in esame impone “valutazione e gestione del rischio”; è palese
che il rischio da governare non è il
rischio “normato”, in relazione al quale
esistono norme specifiche definite a cui
tassativamente riferirsi, ma è indubbiamente il rischio “residuo”, vera scaturigine di gravisime conseguenze e comunque di difficile neutralizzazione.
Domanda ricorrente: cosa deve fare
un’azienda interessata ad adeguare il
proprio sistema di gestione della sicurezza alle prescrizioni del T.U. 81/2008
e del D.Lgs. 231/2001?
• adottare un Sistema di Gestione conforme all’art. 30 del Testo Unico;
• oppure, adottare un Sistema di
Gestione OHSAS 18001 (non necessaria la certificazione) o UNI-INAIL,
implementando completamente il
Sistema e aggiornandolo di volta in
volta in ordine alle criticità verificate;
• completare il Modello Organizzativo
oltre le norme tecniche e le linee
guida (introducendo: sistema sanzion a to r io in t e rno, c odi c e e t i c o,
gestione delle risorse finanziarie);
• istituire l’Organismo di Vigilanza;
• verificare costantemente nel tempo
l’efficacia del modello.
Tutto ciò appare più adattabile alle
grandi imprese, ma nel tessuto produt-
t i v o italiano s ono m aggior anz a le
piccole e piccolissime imprese; nondimeno proprio nelle imprese di ridotte
dimensioni è più facile adottare un
modello organizzativo, mentre è certamente più complesso nelle realtà minori
e minime predisporre cultura e strategia
necessarie per l’implementazione del
Sistema di Gestione.
Ma, indipendentemente dalle dimensioni
strutturali, tutte le imprese necessitano
di un arricchimento formativo che abbia
a colmare quegli aspetti che garantiscono, non soltanto di creare “salvagente” nei confronti delle sanzioni
penali amministrative, ma anche e
soprattutto a istituire nell’azienda condizioni non soltanto fisiche, operative e
qualitative di garanzia securistica e
igienica, ma di sviluppare anche sul
piano psico-sociale il reale benessere
degli addetti.
Va quindi riportato addietro a suoi
albori (per tutto all’art. 2087 del Codice
Civile italiano, adottato all’inizio degli
anni quaranta) il fondamentale precetto
di organizzazione complessiva, verificata e costantemente implementata di
quegli arricchimenti che consentono il
miglioramento continuo del benessere
aziendale alla pari con sicurezza, igiene
e qualità, e lo pongono non com e
utopico e accomodante status nell’attenuazione dei conflitti fra le parti sociali,
ma come reale, anche se di necessità
teorico, modello di umanizzazione del
rapporto di lavoro.
L’art. 2087, non fiabesca fenice, ma
immanente e sottesa individuazione di
regole durevoli pur nel variare dei tempi
e dei rapporti politici, dopo oltre mezzo
secolo di offuscamento, quasi pretermesso dalle incalzanti novità, dalle
rivendicazioni sociali, dallo stile di vita
e dalla importazione di soluzioni e di
surrogati provenienti dal resto del
mondo, precocemente invecchiato dalla
predicazione sui sistemi e sulla qualità,
da alcuni anni è riemerso e finalmente
“riabilitato” dapprima da timide allusioni dottrinarie e da sporadiche invocazioni da parte della giurisprudenza
lavoristica, è in pieno rifiorire nel presente e indubbiamente “ispira” la
novella sicurezza e organizzazione del
lavoro, eppertanto è ancora sintesi
aurea di buongoverno dell’impresa.
La sua persistente valenza e centralità
nel tempo, nonostante gli anni e le vicissitudini normative, è ancor oggi attestato dalla riconosciuta enfasi, adottata
anche dalla Costituzione repubblicana e
dallo Statuto dei Lavoratori, che si
sostanzia nell’obbligo per la parte datoriale del miglioramento continuo delle
condizioni di lavoro e di vivibilità aziendale.
Avv. Tommaso Limardo
Consulente giuridico-tecnico
Riv. Ital. Saldatura - n. 5 - Settembre / Ottobre 2011 725
Economia
e
Finanza
L’identità valoriale come strumento di gestione della strategia
Governare la complessità
Il termine “Complesso” deriva dal
verbo latino complector, che vuol dire
cingere e, in senso metaforico, abbracciare unire tutto in sé, e tra gli altri
significati anche “caratterizzato da
legami e concatenazioni”. Dal XVII
secolo in poi, una situazione, un problema, un sistema ha cominciato a definirsi “Complesso” se costituito di molte
parti correlate, che influiscono una
sull’altra. L’etimologia del termine aiuta
a comprendere il senso ultimo della
“Complessità”, che ammonisce circa
l’insufficienza del solo approccio analitico e invoca l’integrazione di questo
con un approccio sistemico: un sistema
complesso non può essere compreso, e
poi governato, mediante il solo esame
delle sue componenti e, per analogia, le
“cause ultime” di un problema complesso non sono banalmente quelle delle
sue parti essenziali, perché esso non può
essere risolto mediante semplice scomposizione ma richiede l’interazione tra
questa e una visione d’insieme.
In termini “organizzativi” si può dire che
una struttura è “complessa” quando per
esempio è numericamente significativa, è
distribuita in modo articolato su un territorio, eroga una eterogeneità ampia di
servizi ed è poco standard izzabile in
quanto l’imprevedibilità del contesto la
costringe a funzionare in regime di emergenza. La necessità di governare la complessità ha generato nel tempo un sistema
di risposte organizzative, varie, a loro
volta complesse, tipicamente parziali e di
scarsa efficacia; la crisi degli approcci
parziali e settoriali è stata ed è molto viva
e sicuramente sta contribuendo a mettere
a nudo le insufficienze, le debolezze e, in
alcuni casi, i fallimenti delle strutture storiche e degli approcci classici, ma anche
a rivelare talvolta la scarsa consistenza
di processi innovativi (Budgeting, Management by Objective, Business Process
Reengineering, Activity Based Costing,
Continuous Quality Improvement, Total
Quality Management, Benchmarking…..)
che seppur ancora giovani cominciano a
manifestare segni di debolezza. L’ipertrofia dei bisogni delle singole parti e conseguentemente delle visioni e degli
approcci settoriali che ne derivano
genera, in un processo di inarrestabile e
progressiva autoreferenzialità, distorsioni interpretative e perdita della
visione, riferita ad un concetto di insieme
relativo sia all’individuo-persona, sia
all’organizzazione-sistema.
Paradigmi organizzativi
Nel tempo diversi sono stati i filoni di
pensiero che hanno caratterizzato l’organizzazione come sistema meccanico
prima e organico poi, sistema chiuso e
sistema aperto, definibile e caratterizzabile ex-ante o ex-post; derivati recenti di
questo modo di connotare le organizzazioni e stimolarne lo sviluppo sono per
esempio le cosiddette “Strutture a
Matrice” che tendono a proporre funzioni di management laterale che incrociano le proprie funzioni con quelle
tipiche dei responsabili gerarchici di
line. Si tratta di un ulteriore meritevole
sforzo nella risposta alla complessità,
ma queste strutture pongono spesso irrisolvibili problemi di gestione nelle aree
di sovrapposizione delle responsabilità,
scarsa integrazione e a volte conflitto
aperto tra parti dello stesso sistema.
La complessità non risolve la complessità; oggi merita uno sforzo la ricerca
della definizione di una concezione di
organizzazione, semplice, comunicabile,
in grado di informare l’azione e la decisione, modificabile sulla base di nuove
conoscenze e nuovi valori. Questa concezione ha un elemento centrale nel passaggio da una logica di sistema di progetti a quella di un progetto di sistema,
attraverso l’attivazione e il miglioramento di tutte le leve su cui si regge la
vita dell’organizzazione in una prospettiva unitaria che faccia perno su un
sistema di coerenze e conseguenze che
sta alla base della ricerca del “senso
organizzativo” (sense-making) per tutte
le scelte effettuate. Il presupposto è che
un’Organizzazione può essere complessa, ma non per questo necessariamente lenta o inefficace, e viceversa,
una struttura tipicamente snella e
leggera può comunque rivelarsi inadeguata nell’affrontare le sfide del contesto di riferimento; la leva è quella della
capacità di prendere decisioni veloci e
coerenti con la strategia dell’Organizzazione. Le persone che vivono all’interno
di un’organizzazione, animate dal
proprio sistema di competenze, affrontano quotidianamente, più volte, situazioni che richiedono una veloce presa di
decisione; queste persone possono scegliere sulla base di una propria visione e
di un proprio sistema di priorità, o innescare un processo autorizzatorio sulla
base della gerarchia esistente e atten-
Riv. Ital. Saldatura - n. 5 - Settembre / Ottobre 2011 727
Economia e Finanza
dere un feedback. Nel primo caso evidentemente il decisore potrebbe prendere una decisione non coerente con la
strategia dell’Organizzazione, nel
secondo caso potrebbe trovarsi a prendere la decisione corretta sulla base dei
feedback ricevuti, ma in tempi ormai
non utili per la risoluzione del problema.
A questa situazione ha provato a dare
una buona risposta, quasi un secolo fa,
il sistema di gestione cosiddetto Management by Instructions (MBI): si definisc o n o tu tte le a t t i v i t à di c i asc una
persona, si prevede per quanto possibile
i l s is te m a d i p robl e mat i c he c he l a
persona potrebbe trovarsi a dover
affrontare e si producono un numero
adeguato di “Istruzioni” affinché la
persona possa prendere la decisione
g iu s ta a l m o m e nt o gi ust o. Que st o
approccio ha dato positivi risultati in
particolare in alcuni settori (manifattura
di serie) e in determinati periodi (19201960), ma ha dimostrato ampiamente i
suoi limiti per esempio nel settore dei
servizi dove l’imprevedibilità e l’eterogeneità delle emergenze ha fatto prima
proliferare il complesso delle “Istruzioni” con la presunzione di poter prevedere l’imprevedibile per poi schiantarsi
miseramente nella creazione di una percezione di inutilità e burocratizzazione
che ha sepolto gradualmente le seppur
ben scritte “Istruzioni” negli ultimi cassetti delle scrivanie. A partire dagli anni
’60 ha cominciato a svilupparsi l’ancora oggi popolare Management by
Objective (MBO), che enfatizzando il
concetto di delega, cerca di tradurre la
strategia dell’Organizzazione in un
sistema di obiettivi misurabili (Processi
di Budgeting e Balanced Scorecard) per
poter garantire a tutti i livelli dell’organizzazione una maggiore libertà di
azione e di presa di decisione purché
orientata alla realizzazione di un risultato definito. Il sistema è tendenzialmente corretto, ma spesso mal applicato, in quanto la traduzione di una
strategia aziendale in un sistema di
obiettivi coerenti è un processo estremamente difficile, che richiede tempo e
fatica e che raramente viene sviluppato
correttamente; esempi tipici sono i
budget creati ritoccando percentualmente verso l’alto o verso il basso i
valori dell’anno precedente, oppure gli
obiettivi assegnati con il solo vero scopo
di distribuire parti variabili della retri-
728 Riv. Ital. Saldatura - n. 5 - Settembre / Ottobre 2011
buzione incentivante e infine, nella
migliore delle ipotesi, sistemi di obiettivi
ricchi di contraddizioni e tendenzialmente irrealizzabili.
L’Identità Valoriale e il Management
by Values
Oggi siamo qui, le teorie dell’organizzazione non hanno prodotto ulteriori innovazioni significative, ma alcune storie
imprenditoriali di successo ci fanno
pensare, a condizione di allontanarci
dai paradigmi organizzativi che ci limitano nella visione e aprendoci alle
opportunità di riprogettazione olistica,
che ci sia una leva in più, ben visibile,
ma poco utilizzata:
“Abbiamo imparato …. che gli elementi
intangibili e tangibili stanno diventando
sempre più interconnessi. I valori di
un’organizzazione, ciò per cui essa
esiste, quello in cui crede chi ci lavora,
sono fondamentali per il suo successo
competitivo. In realtà sono loro che
guidano l’azienda….” (Robert Haas,
Presidente Levi Strauss). I valori di
un’organizzazione guidano l’azienda!
“It’s not hard to make decision when you
know what your values are” (Roy Disney,
Senior Executive at Walt Disney
Company). Se conosci i tuoi valori di
riferimento non sarà difficile prendere
decisioni. Ma i valori dell’organizzazione coincidono con i valori delle
persone che ne fanno parte? Ovviamente
no: il percorso che l’individuo fa nel
creare una propria identità valoriale è
lungo e difficile, diverso per ognuno e
un’organizzazione non può dipendere dal
sistema di valori del singolo, ma deve
crearsi una propria identità valoriale,
che informi la presa di decisione dei
singoli all’interno dell’organizzazione e
orienti l’azione in modo coerente e sistematico. Anche per l’Organizzazione definire e rendere evidente e comprensibile la
propria identità valoriale, la propria
cultura, è un percorso lento e difficile,
ma immaginiamo per un attimo che
questo accada efficacemente: la necessità di istruzioni, procedure e controlli
crolla, il sistema di obiettivi diventa
quasi ininfluente o addirittura limitante,
e ancora si innescano dinamiche centrifughe e centripete in grado di attrarre nel
tempo persone con identità sempre più
coerenti con la cultura organizzativa
definita. Una delle caratteristiche chiave
delle organizzazioni e dei team con una
performance elevata è che hanno un’immagine precisa di ciò che cerc ano di
creare assieme, sono entusiasti dello
scopo fondamentale e condividono una
serie di valori comuni. Valori, Missione,
Visione e Strategia costituiscono il
nucleo della loro identità, sono il collante che li tiene pronti a reagire e innovare in situazioni nuove. Da una recente
indagine emerge che il 94% dei manager
ritiene i cosiddetti “intangibles” importanti, ma solo il 5% sa come individuarli
e renderli centrali nell’azione strategica
di un’organizzazione. Il Management by
Values (MBV) è un sistema di gestione
orientato alla semplificazione e alla
creazione di commitment ed è basato
sulla capacità di un’organizzazione di
comprendere, definire e rendere evidente
la propria Identità Valoriale. È un percorso semplice, ma non facile né breve,
basato su capacità di leadership, partecipazione, training, onestà e coraggio; è
un percorso fatto di progettazione,
analisi, comunicazione e politiche di
gestione delle persone. Tutti questi elementi non vanno a costituire una “parte
aggiunta” ma sono l’essenza dell’organizzazione, assumono il ruolo di partner
nella gestione in quanto svolgono autonomamente attività e diventano tangibili
quanto le risorse umane e materiali, il
know-how e le proprietà intellettuali
(“Connecting People” che è il pay-off
che caratterizza tutte le campagne pubblicitarie dei prodotti Nokia è in realtà
l’incipit del manifesto valoriale dell’azienda: “Mettendo in contatto le
persone noi aiutiamo il soddisfacimento
di un fondamentale bisogno umano di
contatti e relazioni sociali. Nokia costruisce ponti tra le persone - sia quando sono
lontane che faccia-a-faccia - e colma il
divario tra le persone e le informazioni di
cui hanno bisogno”). Oggi è impossibile
immaginare progetti di sviluppo di un’organizzazione o di una parte di un’organizzazione senza aver approfondito
cultura ed identità del Team, risorse primarie nella definizione della visione e
nella individuazione di tutte le scelte
strategiche per realizzarla. “First,
you’ve got to have a good time. Second,
you’ve got to put your heart into everything you do. Third, you’ve got to go in
the opposite direction to everyone else”.
Marco Bressani
Amministratore Delegato
MIXURA srl
Dalle
Aziende
Avviso per la sicurezza degli utenti
di alcune saldatrici Inverter Hitachi
prodotte tra il 1989 e il 1996
Alcuni modelli di saldatrici Inverter
Hitachi, prodotti tra il 1989 e il 1996,
potrebbero accidentalmente generare
una fiammata che potrebbe colpire
l’operatore (Fig. 1).
Tale fiammata potrebbe verificarsi nel
caso in cui la saldatrice fosse collegata
ad un quadro elettrico con assorbimento
inappropriato (eccessivamente superiore al range indicato nel manuale),
NON in accordo alle specifiche fornite
dal manuale di istruzione né dalla targa
dati.
Per evitare tale rischio, gli operatori
devono attenersi alle istruzioni di sicurezza ed alle normative applicabili.
Si prega di fare riferimento alla lista dei
modelli potenzialmente interessati,
riportata nella tabella, e verificare il
nome del modello sulla targhetta.
Per domande si prega di inviare una
mail all’indirizzo seguente:
[email protected]
Interruttore ON/OFF (Power switch)
(la fiammata esce da questa parte)
Top
cover
No.
Side cover
Figura 1 - Comparsa accidentale della
fiammata.
Modello
Anno
produzione
Assorbimento
1
50A DT-PLPV
1990-1992
20 A
2
50A DT-PLPVE
1991
20 A
3
Taglio Plasma
80A DT-PLPV
1995
30 A
4
80A DT-PLPVE
1993-1995
30 A
5
300A DT-NP2V
1990-1993
30 A
300A DT-NP2VE
1991-1993
30 A
300A DT-NP3VE
1993-1995
30 A
8
500A DT-NP2VE
1992-1993
50 A
9
500A DT-NP3VE
1993-1995
50 A
10
300A AD-GPV
1989-1993
30 A
11
300A AD-GPVE
1990-1993
30 A
300A AD-GP2VE
1993-1995
30 A
300A AD-GP2VEY
1994
30 A
14
500A AD-GPVE
1992
50 A
15
500A AD-GP2VE
1993-1995
50 A
16
200A DT-CA2VE
1993
20 A
17
350A DT-CX2V
1989-1990
30 A
18
350A DT-CX2VE
1991
30 A
19
350A DT-CAVE
1991
30 A
20
350A DT-CA2VE
1993-1995
30 A
21
350A DT-CXP2V
1989-1992
30 A
22
350A DT-CXP2VE
1991-1992
30 A
6
7
12
13
23
Front
panel
Applicazioni
TIG DC
TIG AC/DC
CO2/MAG/MIG
350A DT-CAP2VE
1992-1996
30 A
24
350A DT-CAPMVE
1995
30 A
25
500A DT-CX2VE
1991
50 A
26
500A DT-CAVE
1991
50 A
27
500A DT-CA2VE
1993-1994
50 A
28
500A DT-CXP2VE
1991-1993
50 A
29
500A DT-CAP2VE
1993-1995
50 A
Riv. Ital. Saldatura - n. 5 - Settembre / Ottobre 2011 729
Dalle Aziende
Definizione del Modello
[1] Tipo di corrente
[2] DT: solo DC AD: AC/DC
[3] Tipo di applicazione
• PLP: Taglio Plasma
• NP: Saldatura TIG DC
• GP: Saldatura TIG AC/DC
• CX/CXP: CX - Saldatura
CO2/MAG/MIG
• CA/CAP/CAPM: CA - Saldatura
CO2/MAG/MIG
[4] Numero revisione Design
[5] “V” indica Inverter a 380 V-460 V
di alimentazione
[6] Codice specifico
Esempio di
posizionamento targhetta
che indica modello,
numero seriale
(sempre sul retro)
Corrente d’ingresso
e uscita (in ampere)
Costruttore e Fornitore originale:
Hitachi Via Mechanics, Ltd (Japan)
Distributore: Hitachi Europe GmbH
WELDING MACHINE TS PROJECT
HITACHI VIA MECHANICS, Ltd.
2100 Kami-imaizumi
Egina-shi, Kanagawa-ken
243-0488 (Japan)
Tel. +81 46 2359365 - Fax +81 46 2317002
e-mail: [email protected]
www.hitachi-via.co.jp
Stoody® presenta il filo per riporto
in materiale duro 970-G
Un consumabile per riporto in
materiale duro senza cromo
Stoody 970-G è un filo per saldatura per
riporto in materiale duro senza cromo
che produce un deposito con resistenza
all’usura e durezza uguali o maggiori
rispetto ai depositi convenzionali in
carburo di cromo.
Stoody 970-G elimina il cromo nel filo e
fornisce una straordinaria resistenza
all’usura. Questo prodotto rappresenta
u n a s v o lta , fo r ne ndo r e si st e nza
all’usura per applicazioni in cui il
cromo esavalente nei fumi di saldatura
730 Riv. Ital. Saldatura - n. 5 - Settembre / Ottobre 2011
non può essere ridotto efficacemente dai
controlli nella procedura di lavoro.
La maggior parte dei fili per saldatura
per riporto in materiale duro contengono cromo per migliorare la resistenza
all’usura. Nel corso della saldatura, il
cromo contenuto nel filo può produrre
livelli indesiderati di cromo esavalente
potenzialmente pericoloso per l’utente.
Il filo per riporto in materiale duro
Stoody 970-G non contiene cromo, così
riducendo o eliminando l’emissione di
cromo esavalente durante il processo di
saldatura, fornisce valori di resistenza
all’usura e durezza che superano quelli
di molti depositi ottenuti con filo per saldatura convenzionale al carburo di
cromo.
Tra le applicazioni tipiche quelle in
campo agricolo, attività minerarie e
componenti per apparati di frantumazione.
Caratteristiche tipiche del deposito
• Resistenza all’abrasione:
Eccellente
• Resistenza all’urto:
Bassa - Moderata
• Strati di deposito:
2 Max
• Durezza:
HRC 67 - 71
• Formazione cricche superficiali:
Sì
• Lavorabilità:
No, solo molatura
• Magnetizzabile
- su acciaio inossidabile:
Leggermente
- su acciaio al carbonio:
Sì
- su acciaio al manganese:
Sì
THERMADYNE ITALIA Srl
Via Bolsena, 7
20098 San Giuliano Milanese (MI)
Tel. 02 36546801 - Fax 02 36546840
e-mail: [email protected]
www.thermadyne.com
La sicurezza nei CND: utilizzo dei
liquidi penetranti a base acqua
(non infiammabili) in ambienti a
scarsa ventilazione
Quando si lavora con liquidi penetranti
tradizionali che richiedono l’utilizzo di
sviluppatore a base solvente altamente
infiammabile all’interno di scambiatori,
reattori, serbatoi, ecc., è importante
adottare opportune misure di sicurezza
per gli operatori. Tali misure protettive
sono volte a ridurre i rischi presenti,
quali inalazione e contatto con prodotti
irritanti, incendio e nei casi più gravi
anche esplosioni.
La soluzione è eliminare tutti i rischi utilizzando prodotti privi di sostanze
infiammabili e non nocivi.
Il penetrante rosso Elite K71B2 BIO
ins iem e allo s viluppatore b i a n c o
Elite DWS2 sono stati qualificati con
sensibilità equivalente ai tradizionali.
Chiedeteci maggiori informazioni
adesso!
NDT ITALIANA SRL
Via del Lavoro, 28
20863 Concorezzo (MB)
Tel. 039 647590 - Fax 039 647799
e-mail: [email protected]
www.ndt.it
Dalle Aziende
VISION™ T5: nuovo sistema di
controllo per macchine da taglio
ESAB
ES AB p re s e nt a i l nuov o Cont rol l o
Numerico per impianti automatici da
taglio, che consente il miglioramento
della produttività ed offre la massima
facilità d’uso con comandi touch-screen.
Sistema Controllo Numerico
CNC basato su sistema operativo
Windows® XP
VISION T5 è il CNC ESAB più potente e
facile da usare, progettato specificatamente per applicazioni di taglio Plasma
automatizzato. Dedicato a tutta la
gamma di impianti da taglio, può infatti
gestire oltre al taglio Plasma, anche i
processi OssiGas e Laser. Controlla in
automatico tutte le funzioni più complesse quali il taglio a smusso, la foratura, la marcatura e l’etichettatura.
Si basa sul sistema operativo Windows®
XP che garantisce stabilità ed affidabilità, pronto per la connessione in rete e
per il trasferimento di dati tramite porte
USB. La struttura “Dual Processor”
rende possibile una maggiore velocità di
risposta e un’efficienza massima del
controllo, permettendo di separare la
gestione del movimento da quella del
processo.
Operazioni più semplici grazie
all’interfaccia touch-screen
ESAB da sempre è in grado di offrire
una gamma completa di macchine automatiche da taglio con CNC incorporato.
Integrando tutti i sistemi di gestione del
processo, grazie a VISION T5 è possibile ottimizzare le operazioni di taglio
con una migliore produttività e una
diminuzione delle possibilità di errore, a
tutto vantaggio della riduzione di inutili
e costosi fermi macchina. Virtualmente,
ogni passo del processo di produzione
può essere controllato ed automatizzato:
velocità, precisione e facilità d’uso.
Ergonomia a schermo piatto
ESAB VISION T5 è caratterizzato da un
luminoso ed ampio schermo piatto di
18.5 pollici montato in un robusto pannello di controllo. L’interfaccia touchscreen e la scelta del posizionamento
ergonomico del controllo a bordo macchina, consentono alle braccia dell’operatore di effettuare pochi movimenti,
riducendone l‘affaticamento ed aumen-
tando il comfort complessivo per una
migliore qualità dell’ambiente di lavoro.
I comandi sono posizionati in maniera
semplice ed accessibili senza ostacoli.
Inoltre 2 porte USB, collocate in posizione protetta, consentono facilmente
l’utilizzo di vari dispositivi ausiliari.
Semplici attuatori a levetta rendono
intuitive le operazioni di movimentazione dei carrelli.
funzioni, è facile generare programmi di
ottimizzazione dei pezzi dalle forme più
comunemente usate. Lead/in e Lead/out
(ingresso ed uscita dell’arco di taglio
dal contorno del pezzo) sono stati ottimizzati per eseguire fori di piccolo diametro e contorni precisi. Un’anteprima
grafica interattiva ha una funzione
“ingrandimento” che permette una
rapida verifica ed il controllo della geometria del pezzo da tagliare.
Con il sistema integrato di importazione
dei disegni CAD in formato DXF e DWG
è possibile caricare direttamente i
disegni stessi nel controllo numerico ed
aggiungere le funz ion i Le a d / i n e
Lead/out in maniera ottimizzata, ottenendo la migliore qualità di taglio possibile.
Operating Wizard - OpWizard
Dall’accensione al taglio il sistema
OpWizard affianca l’utilizzatore fornendogli informazioni passo dopo passo.
In caso di utilizzo della macchina su più
turni, gli operatori successivi potranno
continuare le lavorazioni precedenteme n te avviate s enz a inter r uz ioni,
seguendo quanto già impostato e usufruendo dei suggerimenti “on-line”
direttamente dal controllo VISION T5, a
tutto beneficio di qualità e produttività.
OpWizard è attivo sin dal momento di
accensione dell’impianto e semplifica le
operazioni di avvio e di riferimento
macchina. Include anche ulteriori passi
guidati per le regolazioni della torcia ed
il posizionamento.
ISO QUAM: per certificare i
lavoratori e qualificare le aziende
Libreria EasyShape
La nuova libreria EasyShape include 88
forme pre-caricate e grazie alla funzione
Wizard, che semplicemente con la pressione di un tasto si occupa di gestire in
contemporanea ed automaticamente più
L’Area Meccanica della Fondazione
Aldini Valeriani di Bologna è promotrice
del progetto ISO QUAM, che costituisce
un approccio alla certificazione delle
ESAB Saldatura SpA
Via Novara, 57/59 - 20010 Bareggio (MI)
Tel. 02 979681 - Fax 02 97289300
e-mail: [email protected]
www.esab.it
Riv. Ital. Saldatura - n. 5 - Settembre / Ottobre 2011 731
Dalle Aziende
competenze di operatori metalmeccanici
a bassa specializzazione secondo la
norma ISO 17024:2003. Il ruolo strategico rivestito nell’economia dai comparti
della metalmeccanica, l’elevato numero
di operatori impiegati e la crisi economica in atto fanno sì che le aziende
debbano garantire alti livelli di qualità e
affidabilità per rimanere competitive.
Inoltre è elevato il rischio occupazionale
per le fasce meno qualificate degli operatori. Attraverso la collaborazione
di organizzazioni provenienti da
7 Paesi dell’Unione Europea è stato sviluppato ISO QUAM, un programma di
certificazione per questi lavoratori con
l’obiettivo di valutarne, in base alla procedura ISO, conoscenze e competenze
maturate sul campo e tramite percorsi di
apprendistato. Il programma analizza e
testa le conoscenze pratiche che caratterizzano diversi profili del settore metalmeccanico, senza dimenticare gli aspetti
relativi alla sicurezza. Superato un
esame, l’ente certificatore rilascia
all’operatore un certificato di competenze, valido nei paesi dell’UE. Questo
certificato offre all’operatore stesso la
possibilità di incrementare le opportunità
di impiego e di mobilità in tutta Europa e
alle aziende una prova concreta delle
competenze sia tecniche che relative alla
sicurezza dei propri operatori appartenenti alle fasce meno qualificate.
FONDAZIONE ALDINI VALERIANI
Via Bassanelli, 9/11 - 40129 Bologna
Tel. 051 4151911 - Fax 051 4151920
e-mail: [email protected]
www.fav.it
Il nuovo sistema per prove
d’impatto con pendolo motorizzato
per aumentare la produttività e la
sicurezza dell’operatore
Disponibili con capacità di 300, 450,
600, 750 e 900 J, i nuovi sistemi per
prove d’impatto con pendolo motorizzato MPX di Instron sono concepiti per
testare i metalli in base agli standard
Charpy e Izod. Grazie al sollevamento
motorizzato del martello con ritorno
automatico a fine prova, tutti i sistemi
MPX sono rapidi e facili da far funzionare e offrono una maggiore produttività
e sicurezza per l’operatore. Un comando
freno/frizione elettromagnetico consente
di far scendere il martello in modo
732 Riv. Ital. Saldatura - n. 5 - Settembre / Ottobre 2011
sistema MPX può essere dotato di una
mazza strumentata Charpy e un software
per l’acquisizione dei dati Dynatup
Impulse, un percussore non strumentato
Iz od e un kit di m or s e, u n a b a se i n
acciaio supplementare raccomandata
dalla norma ISO 148, un kit di fissaggio
alla base e un template di montaggio,
nonché supporti per prove su campioni
sottodimensionati.
INSTRON Deutschland GmbH
Werner-von-Siemens-Strasse, 2
64319 Pfungstadt (Germany)
Tel. +49 (0) 6157 4029 600
Fax +49 (0) 6157 4029 700
e-mail: [email protected]
www.instron.de
sicuro, mentre il doppio chiavistello ne
evita il rilascio accidentale; inoltre la
struttura di sicurezza e i dispositivi di
blocco impediscono al martello di
cadere e arrestano il movimento quando
la porta è aperta.
L’altezza regolabile del chiavistello permette di ridurre l’energia/velocità del
pendolo.
Sono disponibili diverse incudini e percussori per soddisfare una gamma completa di standard di prova internazionali, come ASTM E23 (Metodo standard
per prove d’impatto su barre di metallo
con intaglio), EN 10045 (Prove d’impatto Charpy su materiali metallici),
ISO 148 (Materiali metallici - Prove
d’i mpatto con pendolo Char py) e
GOST 9454 (Metodo di prova di flessione a temperature basse, ambiente e
alte), nonché per realizzare applicazioni
su misura. Il sistema MPX è conforme
alle norme CE.
Ogni sistema MPX è corredato di software Instron® Fracta™ compatibile
c on Windows ® XP e Windows ® 7,
ideato specificamente per testare i
metalli in base agli standard Charpy e
Izod. Fracta® consente di acquisire i
dati in modo semplice ad una velocità di
1 kHz, calcolare l’energia e salvare i
risultati delle prove d’impatto come
file.csv. Il sistema può essere facilmente
potenziato con il software per l’acquisizione dati Impulse™ di Instron, che utilizza trasduttori di carico e di velocità
per la raccolta dati, l’analisi e la reportistica sui risultati. In opzione, ogni
Ritorna a Parma il più importante
appuntamento, di rilevanza
internazionale, dedicato alla
subfornitura industriale
Torna l’appuntamento con Subfornitura,
il salone dedicato alla lavorazione conto
terzi, in occasione dell’undicesima edizione di MECSPE, la fiera internazionale delle tecnologie per l’innovazione
organizzata da Senaf, che si terrà a
Fiere di Parma dal 29 al 31 Marzo
2012.
Ampia e di altissimo livello la gamma di
lavorazioni che troveranno in Subfornitura una vetrina d’eccellenza: un’occasione importante per le aziende del comparto di mettere in mostra i propri
prodotti all’interno di un contesto altamente qualificato come MECSPE, come
conferma Enzo Sabato, direttore commerciale di Sacel, azienda di Ozegna in
provincia di Torino, specializzata nella
progettazione e realizzazione di prodotti
stampati conto terzi. “MECSPE è una
vetrina prestigiosa che ogni anno sta
dimostrando la straordinaria capacità
di dare ampia visibilità agli stampisti e
alle lavorazioni conto terzi: questo
perché, ed è il grosso punto di forza di
MECSPE, si è scelto di far risaltare
questo particolare comparto”.
Innovazione e ricerca per Sacel sono
fattori su cui investire, anche e soprattutto in un momento non proprio favorevole: “Il continuo investimento nella
ricerca e sviluppo è sicuramente la
giusta ricetta per continuare ad essere
competitivi ed interessanti su un mercato
molto difficile come quello europeo.
Dalle Aziende
Naturalmente è necessario confrontarsi
c o n le e s ig e nze di bi l anc i o. Come
azienda abbiamo scelto, nei limiti del
possibile, di sviluppare il massimo
sforzo nell’innovazione al fine di proporre novità produttive e tecnologiche
alle richieste dei nostri clienti”. Innovazione ma non solo: al centro dei programmi aziendali ci sono anche numerosi momenti di formazione.
“La formazione più importante è quella
tecnica, anche se non è da sottovalutare
la formazione di carattere generale
quale: qualità, lean production, problem
solving, ecc. Purtroppo in periodi difficili si è dovuto scegliere tra formazione
ed investimento tecnologico”. Momenti
che trovano eco nell’offerta convegnistica di MECSPE, pensata per l’aggiornamento degli addetti ai lavori, e che
Sabato ritiene fondamentali perché
“sono occasioni importanti di aggiornamento su tematiche legate all’innovazione che contribuiscono ad ampliare le
conoscenze dei visitatori, ma anche e
soprattutto delle aziende espositrici”.
In virtù di questa tenacia imprenditoriale le prospettive per i bilanci 2011 per
Sacel sono rosee: “Rispetto a quanto
visto nel 2009 e 2010, il 2011 lascia ben
sperare grazie al numero di nuovi progetti avviati dopo il blocco generale post
crisi 2008. Il 2012? Personalmente non
credo si possano fare delle previsioni a
causa di una situazione economica
generale decisamente instabile”.
Per dare agli espositori la massima visibilità e per permettere ai visitatori di
orientarsi nell’offerta espositiva, il
layout della manifestazione è suddiviso
in viali e piazze, tra cui il Viale delle
lavorazioni della lamiera, il Viale delle
lavorazioni meccaniche di precisione, il
Viale delle minuterie, il Viale delle fonderie, il Viale dell’elettronica ai quali si
affiancano la Piazza del motorsport, la
Piazza dell’aerospace, la Piazza della
mobilità sostenibile, la Piazza dei componenti dell’elettrodomestico e la Piazza
della tecnologia eolica: cinque contesti
di eccellenza in cui le aziende potranno
presentare le proprie soluzioni per uno
specifico settore d’applicazione.
Ad arricchire ulteriormente l’offerta di
MECSPE 2012, un fitto calendario di
c onvegni e appuntam enti dedicati
all’aggiornamento degli operatori, tra
cui spicca la Mostra Convegno sull’Automazione per il Risparmio Energetico
per le Industrie, iniziativa ideata per
fornire un concreto aiuto all’industria
circa le tecnologie presenti sul mercato
che consentono un abbattimento sensibile dei consumi di energia elettrica
sugli impianti potenziati da motori elettrici, a cui si aggiungono la Piazza
dell’eccellenza dell’innovazione nella
meccanica, un’area dedicata alle idee,
ai progetti e alle tecnologie in grado di
accelerare e rafforzare il progresso
dell’industria delle macchine e di quella
manifatturiera, la Piazza Ecomec, dedicata alle tecnologie di produzione ecosostenibili e alle principali filiere di
lavorazione (recupero, smaltimento,
rigenerazione di materiali derivanti
dalle lavorazioni della plastica e dei
metalli ferrosi e non ferrosi) che utilizzano materiali, prodotti, processi produttivi e servizi “green” e l’Unità dimostrativa Officina Automatizzata, un
prototipo di officina automatizzata in cui
macchine utensili e asservimenti robotizzati saranno integrati con un sistema
CAD/CAM, realizzato per mostrare
come, per poter sopravvivere all’interno
di un sistema produttivo nazionale
sempre più competitivo, l’unica opzione
per le imprese del settore manifatturiero
sia la via dell’automazione.
Gli otto saloni di MECSPE:
MECSPE - Eurostampi - Plastix Expo Subfornitura - Motek Italy - Control
Italy - Automotive - Logistica.
Tutte le informazioni sulla fiera su
www.mecspe.com
MY PR
Via Ripamonti, 137 - 20141 Milano
Tel. 02 54123452 - Fax 02 54090230
e-mail: [email protected]
www.mypr.it
Riv. Ital. Saldatura - n. 5 - Settembre / Ottobre 2011 733
Notiziario
Letteratura Tecnica
Guida al progetto di strutture in
acciaio
Antonini M., Mussinelli L. e Re Cecconi
F., Santacarcangelo di Romagna 2010,
2 1 0 x 2 9 7 m m, 304 pagi ne , ISB N:
8838755892, € 45,00
Questa terza edizione del volume
conferma l’obiettivo di essere il testo
di riferimento per i
proge t t i st i c he ,
senza addentrarsi
troppo nella teoria
c he st a a l l a ba se
dell’Eurocodice 3, vogliono capire gli
strumenti da usare, anche attraverso
esempi completi di utilizzo dei codici di
calcolo. E sono proprio i numerosi
esempi presenti nel volume che rendono
il testo adatto non solo a progettisti con
esperienza, ma anche a chi si appresta ad
entrare per la prima volta nel mondo
d e lla p r o g e tta z i one di st rut t ure i n
acciaio.
Nella presente edizione ampio spazio è
dedicato alla determinazione delle
azioni sulle costruzioni dovute alla neve
e al vento, approfondendo l’argomento
con una equilibrata miscela di teoria ed
esempi pratici. Per queste due azioni
sono anche forniti due nuovi appositi
fogli di calcolo.
Ampio spazio è stato dedicato al tema
delle connessioni tra tubi, con una varia
casistica ed esempi di calcolo. Vengono,
altresì, ampliati i software allegati al
volume che potranno aiutare i progettisti
sia nella verifica di strutture semplici,
sia nel predimensionamento di strutture
complesse da verificare poi con programmi di calcolo specifici.
Requisiti hardware e software (Java
Run time Environment vers ione 6,
Lettore Cd-Rom, Browser Internet, Programma di videoscrittura capace di riconoscere ed editare documenti in formato
XLS (es. Microsoft Word)).
Maggioli Editore
Via del Carpino, 8
47822 Santarcangelo di Romagna (RN).
Fax: 0541 6220020
http://www.maggioli.it
Steel Detailers’ Manual
Alan Hayward, Frank Weare e A. C.,
Chichester (Inghilterra) 2011, 234x156
mm, 186 pagine, ISBN: 978-978-14051-7521-0, € 84,00
Il testo costituisce la
recente evoluzione
di uno dei manuali
classici per gli ingegneri ed i fabbricanti di costruzioni
in acciaio; la prima
edizione è della
metà degli anni ’80
e l’impostazione generale non è mutata;
si tratta di un vero e proprio manuale dei
dettagli, che non si cura degli aspetti
squisitamente di calcolo, ma si concentra
sulla forma degli elementi strutturali e
dei collegamenti atti a garantire la realizzazione pratica costruttiva delle soluzioni progettuali.
Il manuale è fitto di tabelle e di semplici
disegni di dettaglio che risultano particolarmente utili ai progettisti proprio al
fine di evitare che a progetto si prevedano dettagli non correttamente realizzabili o, nella ricerca di soluzioni architettoniche di buon impatto visivo, si
trascuri la fattibilità delle giunzioni.
Se si considera ad esempio, come correttamente sottolineato in prefazione, che
le costruzioni civili sono passate da prevalentemente ad uso industriale (forme
essenziali, funzionali allo scopo ed esteticamente modeste) ad uso commerciale
(dove la funzione e l’impatto estetico
sono fondamentalmente connessi), si
dovrà convenire che oggi lo studio dei
dettagli strutturali e dei collegamenti sia
fondamentale quanto il dimensionamento generale dell’opera o la scelta del
tipo di acciaio da impiegare.
Il manuale richiama costantemente le
norme oggi disponibili, traducendo in
esempi di immediata applicazione le
raccomandazioni talvolta disperse nel
completo ma poderoso corpo normativo
europeo. Il manuale cita criteri di scelta
dei materiali, regole pratiche di dimensionamento dei giunti saldati, forme dei
Riv. Ital. Saldatura - n. 5 - Settembre / Ottobre 2011 735
Notiziario
cianfrini e dei raccordi: informazioni
derivate dalla normativa europea, certamente non originali ma ordinate in
maniera tale da facilitare la lettura e
l’impiego diretto per progettisti e fabbricanti di strutture saldate in acciaio.
John Wiley & Sons Ltd
1 Oldlands Way - Bognor Regis West Sussex
PO22 9SA (Inghilterra).
Fax: +44 (0) 1243 843303
http://www.wiley.com
Metallurgy and Corrosion Control
in Oil and Gas Production
Heidersbach R., Chichester (Inghilterra)
2011, 234x156 mm, 296 pagine, ISBN:
978-0-470-24848-5, € 88,20
La pubblicazione in
oggetto ha come più
grande
merito
quello di rappresentare una guida focalizzata sui problemi
tecnici ed ingegneristici correlati alla
corrosione dei materiali metallici nel
mondo “Oil&Gas” ovvero perforazione,
produzione e trasporto. Pertanto la
corposa esperienza dell’autore nel
campo della ricerca, della consulenza e
della formazione fornisce un comprensivo e pratico compendio alle principali
applicazioni tecnologiche mirate alla
valutazione, alla prevenzione ed alla
limitazione della “piaga” della corrosione che tanto costa in termini di soldi
ed impegno all’industria della produzione del petrolio.
Come sovente si ritrova in pubblicazioni
tecnico/scientifiche di tale tipologia e
scopo, il libro incomincia con una trattazione della teoria di base della corrosione dei metalli in termini di metallurg ia e c o n c e tti e l e t t roc hi m i c i pe r
indirizzarsi successivamente verso una
trattazione assai tecnologica in termini
di aggiornati concetti chiave mirati alla
mitigazione ed alle azioni da intraprendere per combattere il degrado dei materiali per corrosione negli ambienti
aggressivi tipici del settore.
A tale scopo, la pubblicazione è arricchita da numerose immagini ed illustrazioni raccolte dall’esperienza dell’autore
sul campo e da una chiara e sintetica,
non sempre riscontrabile in altre pubbli-
736 Riv. Ital. Saldatura - n. 5 - Settembre / Ottobre 2011
cazioni del settore, descrizione delle
azioni di mitigazione disponibili: inibizione, protezione catodica, selezione
materiali, ecc.
Ovviamente, il libro non vuole essere
esaustivo ed autosupportante nelle
sopraccitate tematiche, ma i numerosi
richiami e riferimenti a stardard/documenti specifici quotidianamente utilizzati da ingeneri e tecnici sul campo forni sc on o un’ottima piattaforma di
partenza per approfondimenti.
L’autore descrive, altresì, l’effettiva efficacia e i punti deboli delle principali tecniche di ispezione e controllo, ovvero
ciò che possono e non possono apportare
in termini di miglioramento dell’affidabilità degli impianti di produzione e trasporto.
Di fatto, il libro di Heidersbach si presenta come un'aggiunta significativa e
sempre più necessaria in un settore
afflitto da sfide tecnologiche e finanziarie e ha come piccola presunzione quella
di aiutare a trasformare una delle principali preoccupazioni dell’industria
“Oil&Gas” in una problematica gestibile, sempre avendo in mente l’obbiettivo del controllo dei costi.
John Wiley & Sons Ltd
1 Oldlands Way - Bognor Regis West Sussex
PO22 9SA (Inghilterra).
Fax: +44 (0) 1243 843303
http://www.wiley.com
Codici e Norme
UNI 10363 - Titanio - Tubi saldati e
senza saldatura di titanio non legato e
leghe di titanio per impieghi industriali
(2011).
UNI 10364 - Titanio - Tubi saldati e
senza saldatura di titanio non legato e
leghe di titanio per condensatori e scambiatori di calore (2011).
UNI EN ISO 11296-1 - Sistemi di tubazioni di materia plastica per il ripristino
di reti non in pressione di fognature e di
scarichi - Parte 1: Generalità (2011).
UNI EN ISO 11296-3 - Sistemi di tubazioni di materia plastica per il ripristino
di reti non in pressione di fognature e di
scarichi - Parte 3: Inserimento interno
(lining) di tubi continui ad alta aderenza
(2011).
UNI EN ISO 11296-4 - Sistemi di tubazioni di materia plastica per il ripristino
di reti non in pressione di fognature e di
scarichi - Parte 4: Inserimento interno
(lining) di tubi polimerizzati in loco
(2011).
UNI EN ISO 11298-1 - Sistemi di tubazioni di materia plastica per il ripristino
delle reti interrate di distribuzione dell'acqua - Parte 1: Generalità (2011).
UNI EN ISO 11298-3 - Sistemi di tubazioni di materia plastica per il ripristino
delle reti interrate di distribuzione dell'acqua - Parte 3: Inserimento interno
(lining) di tubi continui ad alta aderenza
(2011).
Norme nazionali
USA
Italia
API STD 650/ADM3 - Welded tanks
for oil storage (2011).
UNI EN 1555-4 - Sistemi di tubazioni di
materia plastica per la distribuzione di
gas combustibili - Polietilene (PE) Parte 4: Valvole (2011).
UNI EN ISO 3994 - Tubi di plastica Tubi termoplastici con rinforzo elicoidale termoplastico per aspirazione e
scarico di materiali acquosi - Specifiche
(2011).
UNI EN ISO 8565 - Metalli e leghe Prove di corrosione atmosferica - Prescrizioni generali (2011).
ASTM A105/A105M - Standard specification for carbon steel forgings for
piping applications (2011).
ASTM A1066/A1066M - Standard
specification for high-strength low-alloy
s tructural s teel plate pro d u c e d b y
thermo-mechanical controlled process
(TMCP) (2011).
ASTM E139 - Standard test methods for
conducting creep, creep-rupture, and
stress-rupture tests of metallic materials
(2011).
Notiziario
AWS C3.11M/C3.11 - Specification for
torch soldering (2011).
Norme internazionali
NACE SP0285 - External corrosion
control of underground storage tank
systems by cathodic protection (2011).
ISO
ISO 11960 - Petroleum and natural gas
industries - Steel pipes for use as casing
or tubing for wells (2011).
ISO 7005-1 - Pipe flanges - Part 1: Steel
flanges for industrial and general service
piping systems (2011).
Norme europee
ISO 12111 - Metallic materials - Fatigue
testing - Strain-controlled thermomechanical fatigue testing method (2011).
ISO 9311-2 - Adhesives for thermoplastic piping systems - Part 2: Determination of shear strength (2011).
I S O 14271 - Res is tance we l d i n g Vickers hardness testing (low-force and
microhardness) of resistance spot, projection, and seam welds (2011).
EN
EN 287-1 - Qualification test of welders
- Fusion welding - Part 1: Steels (2011).
EN ISO 11960 - Petroleum and natural
gas industries - Steel pipes for use as
casing or tubing for wells (2011).
CEN/TR 13445-9 - Unfired pressure
vessels - Part 9: Conformance of the EN
13445 series to ISO 16528 (2011).
EN 14161 - Petroleum and natural gas
industries - Pipeline transportation
systems (2011).
EN ISO 14372 - Welding consumables Determination of moisture resistance of
manual metal arc welding electrodes by
measurement of diffusible hydrogen
(2011).
ISO 10863 - Non-destructive testing of
welds - Ultrasonic testing - Use of time-offlight diffraction technique (TOFD) (2011).
ISO 14372 - Welding consumables Determination of moisture resistance of
manual metal arc welding electrodes by
measurement of diffusible hydrogen
(2011).
ISO 11299-1 - Plastics piping systems
for renovation of underground gas
supply networks - Part 1: General (2011).
ISO 11299-3 - Plastics piping systems
for renovation of underground gas
supply networks - Part 3: Lining with
close-fit pipes (2011).
I S O 17654 - Res is tance we l d i n g Destructive tests of welds - Pressure test
of resistance seam welds (2011).
ISO 11513 - Gas cylinders - Refillable
welded steel cylinders containing materials for sub-atmospheric gas packaging
(excluding acetylene) - Design, construction, testing, use and periodic
inspection (2011).
ISO 26304 - Welding consumables Solid wire electrodes, tubular cored
electrodes and electrode-flux combinations for submerged arc welding of high
strength steels - Classification (2011).
Corsi IIS
Luogo
Data
Titolo
Ore
Genova
15-16/11/2011
Corso di ricertificazione approvato dall’ESA per
Operatore/Ispettore per tecnologia a “foro passante” in accordo
alla Specifica ECSS-Q-ST-70-08
16
Mogliano Veneto (TV)
16-18/11/2011
Corso Base sull’applicazione del D.M. 14 Gennaio 2008
20
Genova
17-18/11/2011
Corso sulla gestione della salute e sicurezza in saldatura
16
Genova
19-20/11/2011
Corso per International Welding Practitioner - Parte III Tecnologia della saldatura
--
Genova
20-22/11/2011
Corso per International Welding Practitioner - Parte III Metallurgia e saldabilità
--
Genova
21-24/11/2011
Corso teorico-pratico di saldatura di tubi e/o raccordi di PE per il
convogliamento di gas, acqua ed altri fluidi (UNI 9737)
--
Organizzatore
Istituto Italiano della Saldatura - Divisione FOP
Lungobisagno Istria, 15 - 16141 Genova
Tel. 010 8341371 - Fax 010 8367780 - [email protected]
Riv. Ital. Saldatura - n. 5 - Settembre / Ottobre 2011 737
Notiziario
Corsi di qualificazione, ecc. (segue)
Luogo
Data
Titolo
Ore
Genova
21-25/11/2011
Corso di qualificazione e certificazione nella saldatura in
elettronica approvato dall’ESA per Operatore (CAT. 3) per
tecnologia SMT in accordo alla Specifica ECSS-Q-ST-70-38
36 (*)
Genova
21-25/11/2011
Corso di qualificazione e certificazione nella saldatura in
elettronica approvato dall’ESA per Ispettore (CAT. 2) per
tecnologia SMT in accordo alla Specifica ECSS-Q-ST-70-38
36 (*)
Genova
22-23/11/2011
Corso di ricertificazione approvato dall’ESA per
Operatore/Ispettore per tecnologia SMT in accordo alla
Specifica ECSS-Q-ST-70-38
16
Genova
22-23/11/2011
Corso sulla gestione ambientale ISO 14001
16
Genova
22-23/11/2011
Corso per International Welding Practitioner - Parte III Progettazione e calcolo
--
Genova
24-25/11/2011
Modulo Integrativo Auditor ISO 14001
16
Genova
28/112/12/2011
Corso celere in saldatura
Genova
28/112/12/2011
Corso di qualificazione sui trattamenti termici dei giunti
saldati - Livello Basic
--
Mogliano Veneto (TV)
28/112/12/2011
Corso per International Welding Technologist - Parte III Metallurgia e saldabilità
--
Mogliano Veneto (TV)
28/11-2/12 e
5-7/12/2011
Corso per International Welding Engineer - Parte III Metallurgia e saldabilità
--
Genova
5-6/12/2011
Corso di qualificazione e certificazione nella saldatura in
elettronica approvato dall’ESA per Operatore/Ispettore per
Crimping in accordo alla Specifica ECSS-Q-ST-70-26
12
Genova
5-7/12/2011
Corso per Progettisti e Direttori dei lavori sull’applicazione del
D.M. 14 Gennaio 2008
20
Genova
6-7/12/2011
Corso di ricertificazione approvato dall’ESA per Operatore /
Ispettore per Crimping e Wire Wrapping in accordo alle
Specifiche ECSS-Q-ST-70-26 / ECSS-Q-ST-70-30
8
Genova
7/12/2011
Corso di qualificazione e certificazione nella saldatura in
elettronica approvato dall’ESA per Operatore/Ispettore per Wire
Wrapping in accordo alla Specifica ECSS-Q-ST-70-30
8
Genova
12-13/12/2011
Corso teorico-pratico di incollaggio di tubi e/o raccordi di
PVC-C, PVC-U o di ABS per la qualificazione secondo
UNI 11242
16
Genova
12-14/12/2011
Modulo Integrativo Auditor EN ISO 3834
16
Taranto
12-15/12/2011
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)
12-15/12/2011
Corso teorico-pratico di saldatura di tubi e/o raccordi di PE per il
convogliamento di gas, acqua ed altri fluidi (UNI 9737)
--
Genova
13-16/12/2011
Corso di qualificazione e certificazione nella saldatura in
elettronica approvato dall’ESA per Operatore (CAT. 3)
per Riparazione e Modifica in accordo alla Specifica
ECSS-Q-ST-70-28 (**)
32
Organizzatore
32
(*) Si tratta del totale delle ore per coloro che non abbiano già frequentato il corso da Operatore e/o Ispettore in accordo allo Standard ECSS-Q-ST-70-08. Per coloro in possesso di
tale certificato il corso può essere ridotto fino alla durata di 24 ore.
(**) L’accesso a tale corso è riservato a coloro che hanno conseguito la certificazione per Operatore in accordo agli Standard ECSS-Q-ST-70-08 e ECSS-Q-ST-70-38.
738 Riv. Ital. Saldatura - n. 5 - Settembre / Ottobre 2011
Notiziario
Corsi IIS (segue)
Luogo
Genova
Data
13-16/12/2011
Titolo
Ore
Corso di qualificazione e certificazione nella saldatura in
elettronica approvato dall’ESA per Ispettore (CAT. 2)
per Riparazione e Modifica in accordo alla Specifica
ECSS-Q-ST-70-28 (°)
32
Genova
14-15/12/2011
Corso di ricertificazione approvato dall’ESA per Operatore /
Ispettore per Riparazione e Modifica in accordo alla Specifica
ECSS-Q-ST-70-28
16
Genova
19-20/12/2011
Corso di qualificazione e certificazione nella saldatura in
elettronica approvato dall’ESA per Operatore/Ispettore per
RF Cables in accordo alla Specifica ECSS-Q-ST-70-18
12
Genova
19-22/12/2011
Corso teorico-pratico di saldatura di tubi e/o raccordi di PE per il
convogliamento di gas, acqua ed altri fluidi (UNI 9737)
--
Genova
20/12/2011
Corso di ricertificazione approvato dall’ESA per Operatore /
Ispettore per RF Cables in accordo alla Specifica
ECSS-Q-ST-70-18
8
Cagliari
GennaioMarzo 2012
Corso modulare per la qualificazione ad International Welding
Inspector - Comprehensive - Ispezione di giunti saldati
--
Genova
9-13/1/2012
Corso per International Welding Specialist - Parte III Tecnologia della saldatura
--
Genova
9-13/1/2012
Corso per International Welding Practitioner - Parte III Fabbricazione
--
Mogliano Veneto TV)
23-27/1/2012
Corso per International Welding Technologist - Parte III Progettazione e calcolo
--
Mogliano Veneto TV)
23-27/1 e
30-31/1/2012
Corso per International Welding Engineer - Parte III Progettazione e calcolo
--
Organizzatore
(°) L’accesso a tale corso è riservato a coloro che hanno conseguito la certificazione per Ispettore in accordo agli Standard ECSS-Q-ST-70-08 e ECSS-Q-ST-70-38.
Corsi di qualificazione per personale addetto alle PND di livello 1, 2 e 3
Modulo Base (MB)
Genova
22-23/11/2011
Modulo di Base per livello 2 UNI EN 473/ISO 9712
16
Priolo (SR)
22-23/11/2011
Modulo di Base per livello 2 UNI EN 473/ISO 9712
16
Esame visivo (VT)
Genova
24/11/2011
Modulo di Metodo per livello 2 UNI EN 473/ISO 9712
8
Priolo (SR)
24/11/2011
Modulo di Metodo per livello 2 UNI EN 473/ISO 9712
8
Genova
1-2/12/2011
Modulo Specifico Saldatura per livello 2 UNI EN 473/ISO 9712
12
Priolo (SR)
1-2/12/2011
Modulo Specifico Corrosione e Verniciatura
per livello 2 UNI EN 473/ISO 9712
12
Esame radiografico (RT)
Legnano (MI)
Genova
28/112/12/2011
Modulo Specifico Operatore Tecniche Convenzionali
per livello 2 UNI EN 473/ISO 9712
36
13-16/12/2011
Modulo di Metodo per livello 2 UNI EN 473/ISO 9712
28
Riv. Ital. Saldatura - n. 5 - Settembre / Ottobre 2011 739
Notiziario
Corsi di qualificazione per personale, ecc. (segue)
Esame ultrasonoro (UT)
Mogliano Veneto (TV)
15-18/11/2011
Modulo di Metodo per livello 2 UNI EN 473/ISO 9712
28
Genova
21-25/11/2011
Modulo Specifico Operatore Tecniche Convenzionali
per livello 2 UNI EN 473/ISO 9712
36
Mogliano Veneto (TV)
12-16/12/2011
Modulo Specifico Operatore Tecniche Convenzionali
per livello 2 UNI EN 473/ISO 9712
36
Esame con particelle magnetiche (MT)
Legnano (MI)
20-21/12/2011
Modulo di Metodo per livello 2 UNI EN 473/ISO 9712
16
Mogliano Veneto (TV)
20-21/12/2011
Modulo di Metodo per livello 2 UNI EN 473/ISO 9712
16
Esame con liquidi penetranti (PT)
Legnano (MI)
22-23/12/2011
Modulo di Metodo per livello 2 UNI EN 473/ISO 9712
16
Mogliano Veneto (TV)
22-23/12/2011
Modulo di Metodo per livello 2 UNI EN 473/ISO 9712
16
Corsi di altre Società
Luogo
Data
Titolo
Organizzatore
Milano
16/11/2011
Sistemi integrati di produzione e ruolo delle
quasi-macchine nella Direttiva Macchine 2006/42/CE
Centro Formazione UNI (Milano)
Tel. 02 70024315; fax 02 70024411
[email protected] - www.uni.com
Milano
17/11/2011
Direttiva Macchine. Norme generali di riferimento
Centro Formazione UNI (Milano)
Tel. 02 70024315; fax 02 70024411
[email protected] - www.uni.com
Mestre (VE)
17-18/11/2011
Le norme ISO 9000 e il sistema di gestione per la qualità
AICQ-Triveneta (Mestre - VE)
Tel. 041 951795; fax 041 940648
[email protected] - www.aicqtv.net
Milano
17-18/11/2011
Redazione del Manuale Qualità e delle Procedure
secondo la norma UNI EN ISO 9001
ANGQ (Roma)
Tel. 06 5915028; fax 06 5914834
[email protected] - www.angq.com
Milano
21-22/11/2011
Criteri e metodologie di gestione nella taratura degli
strumenti di misura
Centro Formazione UNI (Milano)
Tel. 02 70024315; fax 02 70024411
[email protected] - www.uni.com
Roma
21-22/11/2011
Implementazione di un sistema di gestione per la
sicurezza secondo lo standard BS-OHSAS 18001:2007
CERMET - Servizio Formazione (Roma)
Tel. 06 7626001; fax 06 76968124
[email protected] - www.cermet.it
Milano
21-23/11/2011
Corso di formazione per Auditor Interni del Sistema di
Gestione Ambientale secondo le norme UNI EN ISO
14001:2004 e UNI EN ISO 19011:2003
AICQ Centro Nord c/o TQM s.r.l. (Milano)
Tel. 02 67382158; fax 02 67382177
[email protected] - www.aicqcn.it
Napoli
Milano
21-23/11/2011
12-14/12/2011
Internal Auditor dei Sistemi di Gestione per la Salute e
la Sicurezza nei Luoghi di Lavoro
ANCCP Certification Agency (Milano)
Tel. 02 2104071; fax 02 210407218
[email protected] - www.anccp.it
Napoli
22/11/2011
Corso di formazione per dirigenti e preposti in materia
di salute e sicurezza nei luoghi di lavoro
AICQ-M (Napoli)
Tel. 081 2396503; fax 081 6174615
[email protected] - www.aicq-meridionale.it
Roma
Milano
22/11/2011
2/12/2011
Calcolo dell’incertezza di misura nelle prove chimiche
ANGQ (Roma)
Tel. 06 5915028; fax 06 5914834
[email protected] - www.angq.com
740 Riv. Ital. Saldatura - n. 5 - Settembre / Ottobre 2011
Notiziario
Corsi di altre Società (segue)
Luogo
Milano
Roma
Provaglio d’Iseo (BS)
Data
23-25/11/2011
12-14/12/2011
23, 25 e 30/11
7, 14 e 16/12/2011
Titolo
Organizzatore
Sistemi di gestione per la qualità per i Laboratori di
prova secondo la norma UNI CEI EN ISO/IEC 17025
ANGQ (Roma)
Tel. 06 5915028; fax 06 5914834
[email protected] - www.angq.com
Metrologia e taratura degli strumenti di misura
AQM (Provaglio d’Iseo - BS)
Tel. 030 9291782; fax 030 9291777
[email protected] - www.aqm.it
Milano
25/11/2011
Attrezzature a pressione - Obblighi e adempimenti per la
sicurezza
ANCCP Certification Agency (Milano)
Tel. 02 2104071; fax 02 210407218
[email protected] - www.anccp.it
Napoli
28-29/11/2011
Come implementare un Sistema di Gestione Sicurezza
conforme all’art. 30 D.Lgs. 81/2008 (D.Lgs. 231/2001),
alla norma OHSAS 18001:2007 e alla Linea Guida
UNI-INAIL
AICQ-M (Napoli)
Tel. 081 2396503; fax 081 6174615
[email protected] - www.aicq-meridionale.it
Napoli
28/11-2/12/2011
Corso per Valutatori dei Sistemi di Gestione
per la Sicurezza
AICQ-M (Napoli)
Tel. 081 2396503; fax 081 6174615
[email protected] - www.aicq-meridionale.it
Milano
28/11-2/12/2011
Programma di addestramento raccomandato per l’esame
con correnti indotte di 2° livello secondo EN 473
CND Studio Sas di Gino FABBRI & C. (Milano)
Tel. 02 341649; fax 02 341205
[email protected] - www.cndstudio.it
Milano
1/12/2011
Direttiva ATEX - Linee guida e norme per la scelta e
l’applicazione dei sistemi di protezione contro le
esplosioni
Centro Formazione UNI (Milano)
Tel. 02 70024315; fax 02 70024411
[email protected] - www.uni.com
Milano
1/12/2011
Validazione dei metodi per le prove chimiche
ANGQ (Roma)
Tel. 06 5915028; fax 06 5914834
[email protected] - www.angq.com
Bologna
1-2/12/2011
La valutazione dell’incertezza nei metodi di prova
CERMET - Servizio Formazione (Bologna)
Tel. 051 764811; fax 051 764902
[email protected] - www.cermet.it
Napoli
7/12/2011
Corsi di aggiornamento per RSPP e ASPP
AICQ-M (Napoli)
Tel. 081 2396503; fax 081 6174615
[email protected] - www.aicq-meridionale.it
Milano
15-16/12/2011
Redazione del Manuale Qualità e delle Procedure
secondo la norma UNI CEI EN ISO/IEC 17025
ANGQ (Roma)
Tel. 06 5915028; fax 06 5914834
[email protected] - www.angq.com
Milano
9-13/1/2012
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] - www.cndstudio.it
Milano
16-27/1/2012
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] - www.cndstudio.it
Milano
24-26/1/2012
Le ISO 9001:2008. Principi, contenuti ed esercitazioni
AICQ Centro Nord c/o TQM s.r.l. (Milano)
Tel. 02 67382158; fax 02 67382177
[email protected] - www.aicqcn.it
Milano
30/1-3/2/2012
Programma di addestramento raccomandato per l’esame
con particelle magnetiche di 2° livello secondo EN 473
CND Studio Sas di Gino FABBRI & C. (Milano)
Tel. 02 341649; fax 02 341205
[email protected] - www.cndstudio.it
Riv. Ital. Saldatura - n. 5 - Settembre / Ottobre 2011 741
Notiziario
Mostre e Convegni
Luogo
Titolo
Data
Organizzatore
Denver
(Colorado - USA)
11-17/11/2011
ASME 2011 International Mechanical Engineering
Congress & Exposition
ASME (New York - USA)
Fax 508-743-9619
[email protected] - www.asmeconferences.org
San Jose
(California -USA)
13-17/11/2011
ISTFA 2011 - 37th International Symposium for Testing
and Failure Analysis
ASM International (Materials Park OH - USA)
Tel. (440) 338-5151 ext. 0; fax (440) 338-4634
[email protected]
www.asminternational.org.
Chicago
(Illinois - USA)
14-17/11/2011
FABTECH (Welding Technology to the Rescue,
National Welding Education Conference,
8th Conference on Weld Cracking, What’s New
in Power Sources?, Thermal Spray Technology:
High-Performance Surfaces)
AWS (Miami FL - USA)
Tel. 866-635-4692 / 508-743-8544
[email protected]
www.aws.org/fabtechevents - www.fabtechexpo.com
Luxor
(Egitto)
14-17/11/2011
ICF - Egypt 2011 - 1st Interquadrennial ICF Conference
in Middle East and Africa - Processing, Performance
and Failure Analysis of Engineering Materials
ESLIA - Egyptian Society for Laser Industrial Applications
(Cairo - Egypt)
ICF - International Congress on Fracture (Helwan - Egypt)
Mobile +20 12 4608265; fax +20 2 25005010
info@icf-egypt2011 - www.icf-egypt2011.org
Milano
16-19/11/2011
Robotica 2011
Artenergy Publishing Srl (Cormano - MI)
Tel. +39 02 66306866; fax +39 02 66305510
[email protected] - www.roboticaexpo.eu
Milano
16-19/11/2011
BIMEC 2011 - Biennale per la Meccatronica
e l’automazione
CEU - Centro Esposizioni UCIMU
(Cinisello Balsamo - MI)
Tel. 02 262551; fax 02 26255214
[email protected] - www.bi-mec.it
Tampa
(Florida - USA)
17-18/11/2011
Ninth International Symposium on Bearing Steel
Technologies: Advances in Rolling Contact Fatigue
Strength Testing and Related Substitute Technologies
ASTM International (West Conshohocken PA - USA)
Tel. 610-832-9677 / 610-832-9578
[email protected] - www.astm.org
Piacenza
17-19/11/2011
EXPOLASER 2011 - La tecnologia laser al servizio
dell’industria
Piacenza Expo (Piacenza)
Tel. 0523 602711; fax 0523 602702
[email protected] - www.expolaser.it
Genova
24/11/2011
Seminario Didattico - Criteri di progettazione di
giunti saldati in regime di fatica
Istituto Italiano della Saldatura (Genova)
Tel. 010 8341373; fax 010 8367780
[email protected] - www.iis.it
Padova
25-28/11/2011
VenMec – Meccanica e Subfornitura
Padova Fiere SpA (Padova)
Tel. 049 840594; fax 049 840570
[email protected] - www.venmec.it
Maastricht
(Olanda)
29-30/11/2011
Nuclear Exchange 2011
KCI Publishing Nuclear Exchange (Zutphen - NL)
Tel. +31 575585270; fax +31 575511099
[email protected] - www.mecc.nl
Boston
(MA - USA)
28/11-2/12/2011
2011 MRS Fall Meeting & Exhibit
MRS Materials Research Society (Warrendale, PA, USA)
Tel. 724 7793003; fax 724 7794732
[email protected]. - www.mrs.org/fall2011
Maastricht
(Olanda)
29/11-1/12/2011
Stainless Steel World Conference & Exhibition 2011
KCI Publishing Stainless Steel World (Zutphen - NL)
Tel. +31 43 3838383; fax +31 43 3838300
[email protected] - www.mecc.nl
Francoforte
(Germania)
29/11-2/12/2011
EuroMold 2011 - World Fair for Moldmaking and
Tooling, Design and Application Development
DEMAT GmbH (Francoforte - D)
Tel. +49 (0) 692740030; fax +49 (0) 69274003-40
[email protected] - www.euromold.com
Fray International Symposium on metals and materials
processing in a clean environment
Flogen Technologies Inc. Sponsored by AWS (Miami FL - USA)
Tel. +1 514 3448786; fax +1 514 3440361
[email protected] - www.flogen.com
Cancún
(Messico)
4-7/12/2011
742 Riv. Ital. Saldatura - n. 5 - Settembre / Ottobre 2011
Notiziario
Mostre e Convegni (segue)
Luogo
Data
Titolo
Organizzatore
Chennai
(India)
8-10/12/2011
NDE 2011 - National Seminar & Exhibition on
Non - Destructive Evaluation
ISNT - Indian Society for Non-Destructive Testing
(Chennai - India)
Tel. 044 65386075 / 45532115
[email protected] - www.isntchennaichapter.org
Bombay
(India)
8-11/12/2011
Zak Aluminium Extrusions 2011
Zak Trade Fairs & Exhibitions Pvt. Ltd. (Chennai - India)
Tel. +91 44 42959595; fax +91 44 28202728
[email protected] - www.zakaluminiumextrusions.com
Milano
13/12/2011
La saldatura in elettronica: rincorsa all’avanguardia
Istituto Italiano della Saldatura (Genova)
Tel. 010 8341373; fax 010 8367780
[email protected] - www.iis.it
EUROGUSS 2012 - International Trade Fair for Die
Casting: Technology, Processes, Products
NürnbergMesse GmbH (Norimberga - D)
Tel. +49 (0) 9118606-0; fax +49 (0) 9118606-8228
www.euroguss.de
Seminario Didattico - La failure analysis di
componenti saldati: metodologie acquisite ed
esperienze
Istituto Italiano della Saldatura (Genova)
Tel. 010 8341373; fax 010 8367780
[email protected] - www.iis.it
Norimberga
(Germania)
Genova
17-19/1/2012
19/1/2012
Riv. Ital. Saldatura - n. 5 - Settembre / Ottobre 2011 743
Technology is life
Ricerche
Bibliografiche
Dati IIS-Data
Corrosione da H2S (2008-2011)
Hydrogen permeation and corr osion behaviour of high
strength steel 35CrMo under cyclic wet-dry conditions
di YU Q. et al., «Corrosion Engineering Science and Technology»,
Luglio-Settembre 2008, pp. 241-247.
Acciai ad alta r esistenza; acido cloridrico; acido solfidrico;
corrosione; corrosione atmosferica; corrosione da acqua di mare;
idrogeno diffusibile; infragilimento da idr ogeno; prove di
corrosione.
Effect of field operational variables on internal pitting
corrosion of oil and gas pipelines
di DEMOZ A. et al.,
«Corrosion», Novembre 2009, pp. 741-747.
Acciai ad alta resistenza; acciai basso-legati; acciai per condotte;
acido solfidrico; analisi chimica; CO 2; condotte; corr osione;
corrosione per vaiolatura; diffrazione; effetti locali; gas naturale;
industria petrolifera; petrolio; previsione; prove di corr osione;
raggi X; spettroscopia.
Rilevazione e monitoraggio di cricche indotte su r ecipienti
a pressione in servizio in ambiente “WET H2S” nell’industria
petrolifera di CHIOFALO G. et al., «Giornale PND»,
Luglio-Settembre 2008, pp. 36-42.
Acciai a grano fino; acciai al C; acciai da costruzione; acido
solfidrico; condizioni di servizio; contr ollo non distruttivo;
corrosione; criccabilità; criccabilità a fr eddo; difetti; idoneità
all’impiego; impianti; industria petr olifera; infragilimento da
idrogeno; ingegneria chimica; meccanica della frattura; recipienti
in pressione; solfuri; tensocorrosione.
Corrosion cracking resistance of deposited self-fluxing alloys
in hydrogen sulphide-containing media (30KhMA)
di ISAKAEV E.KH. e MORDYNSKII V.B., «Weld. Int.»,
Dicembre 2009, pp. 939-943.
Acido solfidrico; CO2; corrosione; industria petrolifera; ingegneria
chimica; lamiere; polvere; ricarica al plasma.
Passivation behavior of carbon steel in hydr ogen sulfidecontaining diethanolamine and diglycolamine solutions
di RAEISSI K. e GOLOZAR M.A., «Corrosion», Settembre 2009,
pp. 595-600.
Acciai al C; acido solfidrico; CO 2; corrosione; gas naturale;
impianti; industria del gas; pr ove di corr osione; solfuri;
spettroscopia.
Effect of surface layers on the initiation of internai pitting
corrosion in oil and gas pipelines di PAPAVINASAM S. et al.,
«Corrosion», Ottobre 2009, pp. 663-673.
Acciai ad alta resistenza; acciai al C; acciai basso-legati; acciai
per condotte; acido solfidrico; alta pr essione; alta temperatura;
Canada; CO 2; condizioni superficiali; condotte; corr osione;
corrosione per vaiolatura; fattori di influenza; flusso; gas naturale;
industria petrolifera; interno; micr oscopia elettronica; prove di
corrosione; simulazione; solfuri.
Fatigue crack gr owth behaviour of 4130X steel in H 2 S
environment di ZHANG Y.L. et al., «Corrosion Engineering
Science and Technology», 6/2009, pp. 462-468.
Acciai basso-legati; acido solfidrico; corrosione; cricche di fatica;
fattore KIC; gas naturale; meccanica della frattura; pr ove di
corrosione; prove di fatica; pr ove di meccanica della f rattura;
resistenza a fatica; serbatoi di stoccaggio; tensocorrosione.
Guidelines on materials requirements for carbon and low alloy
steels for H 2 S-containing environments in oil and gas
production di ELIASSEN S. e SMITH L., «The Institute of
Metals», 1995, pp. 53.
Acciai al C; acciai basso-legati; acido solfidrico; corr osione;
giunti saldati; industria del gas; industria petr olifera; prove di
corrosione; tensocorrosione.
Performance of steels in hydr ogen charging environments di
PRAGER M., «WRC Bulletin», N. 526/2009, pp. 106.
Acciai al Cr Mo ad alta lega; acciai basso-legati; acciai micr olegati; acciai per condotte; acido solfidrico; condotte; corrosione;
criccabilità a freddo; infragilimento da idr ogeno; pezzi forgiati;
tensocorrosione.
Riv. Ital. Saldatura - n. 5 - Settembre / Ottobre 2011 745
Ricerche Bibliografiche
Test methods for hydrogen induced cracking di PRAGER M.,
«WRC Bulletin», N. 530/2009, pp. 122.
Acido solfidrico; corrosione; infragilimento da idrogeno; prove di
corrosione.
Progress on metallurgical investigation of hic phenomena and
development of hic resistant steel (API 5LX-60) di IKEDA A.,
«WRC Bulletin», N. 526/2009, pp. 1-34.
Acciai ad alta r esistenza; acciai basso-legati; acciai per condotte;
acido solfidrico; condizioni superficiali; condotte; corr osione;
criccabilità a freddo; industria petrolifera; infragilimento da idrogeno;
ingegneria chimica; innesco delle cricche; metallurgia; microstruttura;
NACE; norme; propagazione delle cricche; prove di corrosione;
recipienti in pressione; saldabilità; tenacità; tenacità alla rottura.
Mechanism of str ess oriented hic in high str ength microalloyed steels (API5L-X46, X65, X70, ASTM A516-70) di
AMANO K. et al., «WRC Bulletin», N. 526/2009, pp. 35-40.
Acciai microlegati; acido solfidrico; analisi con elementi finiti;
condotte; corrosione; criccabilità; infragilimento da idr ogeno;
microstruttura; NACE; norme; recipienti in pressione; simulazione;
tensocorrosione; trattamento termo-meccanico; ZTA.
Scale formation and growth on steels in contact with various
HS environments (API 5L X60) di GALIS M.F. e PETELOT
D., «WRC Bulletin», N. 526/2009, pp. 93-102.
Acciai per condotte; acido solfidrico; aggiunte di Cu; alogenuri;
condotte; corrosione; fattori di influenza; infragilimento da
idrogeno; microstruttura; proprietà meccaniche; simulazione.
Susceptibility to stress-oriented HIC of an X65 UOE linepipe
evaluated by full ring test and small scale tests di TAKAHASHI
A. et al., «WRC Bulletin», N. 530/2009, pp. 1-8.
Acciai per condotte; acido solfidrico; condizioni di servizio;
condotte; corrosione; durezza; gas acidi; infragilimento da
idrogeno; microstruttura; NACE; norme; pr oprietà meccaniche;
prove di trazione; prove meccaniche; tensocorrosione; trattamento
termo-meccanico; ZTA; ZTA a grano ingrossato.
Test procedures for evaluation of r esistance of steels to
cracking in wet HS envir onments (ASTM A516-70, A285C)
di RUSSELL D. et al., «WRC Bulletin», N. 530/2009, pp. 9-26.
Acciai al C; acido solfidrico; corr osione; criccabilità a fr eddo;
giunti saldati; industria petr olifera; infragilimento da idr ogeno;
ingegneria chimica; micr ostruttura; NACE; norme; pr oprietà
meccaniche; prove di corrosione; recipienti in pressione; sviluppo;
tensocorrosione.
The full ring test: a compr ehensive proving test method
for pipelines and associated welds
di FOWLER C.M.,
«WRC Bulletin», N. 530/2009, pp. 27-42.
Acciai per condotte; acido solfidrico; condotte; corr osione;
criccabilità; criccabilità a freddo; giunti saldati; infragilimento
da idrogeno; NACE; norme; pr ove di corr osione; saldature
circonferenziali; tensocorrosione; ZTA.
Structural factor of the corr osion and mechanical str ength of
welded joints in oil transmission pipes (00G2S, 13KhF A) di
BYVOISHCHIK L.M. et al., «Weld. Int.», Gennaio 2010, pp. 23-28.
Acciai basso-legati; acciai per condotte; acido solfidrico; alta
temperatura; condotte; confronti; corrosione; fattori di influenza;
giunti saldati; industria petr olifera; infragilimento da idr ogeno;
meccanica della frattura; micr ostruttura; operazione manuale;
proprietà meccaniche; pr ove di corr osione; saldatura ad ar co
sommerso; saldature per pressione ad alta frequenza; tenacità
all’urto; tenacità alla rottura; tensocorrosione; tubi.
746 Riv. Ital. Saldatura - n. 5 - Settembre / Ottobre 2011
Evaluation of advanced plate steels for resistance to hic
and SOHIC in wet H 2S environments di RUSSELL D. et al.,
«WRC Bulletin», N. 530/2009, pp. 43-60.
Acido solfidrico; carbonio equivalente; corr osione; criccabilità;
giunti saldati; infragilimento da idrogeno; lamiere; microstruttura;
NACE; norme; pr oprietà meccaniche; pr ove di corr osione;
sviluppo; tensocorrosione; trattamento termo-meccanico.
New test specimen and methodology for evaluation of steels
for resistance to SOHIC di KANE R.D. e PRAGER M.,
«WRC Bulletin», N. 530/2009, pp. 77-98.
Acciai al C; acido solfidrico; analisi delle tensioni; corr osione;
criccabilità a freddo; giunti saldati; infragilimento da idr ogeno;
lamiere; NACE; norme; pr ove di corr osione; provini, saggi;
sviluppo; tensocorrosione.
HIC susceptibility parameters and pur chase acceptance criteria for steels in sour service (ASTM A516/515 Gr.70) di
CLIFFORD W. et al., «WRC Bulletin», N. 530/2009, pp. 99-108.
Accettazione; acciai al C; acido solfidrico; condizioni di servizio;
corrosione; gas acidi; giunti saldati; industria petr
olifera;
infragilimento da idrogeno; ingegneria chimica; meccanica della
frattura; NACE; norme; proprietà meccaniche; prove di corrosione;
recipienti in pressione; tenacità; tensocorrosione.
Susceptibility to hydrogen-induced cracking in H 2S corrosion
environment of API 5L-X80 welding metal di HILTON J. et
al., «Rev. Met.», Luglio-Agosto 2009, pp. 267-276.
Acciai microlegati; acciai per condotte; acidi; acido solfidrico;
cordone depositato; corrosione; criccabilità; fili animati;
infragilimento da idrogeno; microstruttura; parametri di processo;
preriscaldo; prove di corrosione; saldatura con filo animato; zona
fusa.
Field experience in detection of SCC & HIC using ultrasonic
testing in oil & gas industry di AL-MITHIN A.W. et al.,
«Giornale PND», Gennaio-Marzo 2010, pp. 17-22.
Acciai al C; acciai inossidabili; acciai inossidabili austenitici;
acido solfidrico; alta temperatura; clor o; controllo automatico;
controllo non distruttivo; contr ollo ultrasonoro; controllo
ultrasonoro TOFD; corrosione; corrosione intergranulare;
criccabilità; cricche inter granulari; fattori di influenza; giunti
saldati; impianti; industria petrolifera; infragilimento da idrogeno;
ingegneria chimica; pr evisione; recipienti in pr essione; sonde
ultrasonore; tensocorrosione; tubi; ZTA.
Crack test. Ultrasonic testing for hydrogen induced and stress
corrosion cracking in the oil and gas industry di AL-MITHIN
A.W. et al., «Mat. Eval.», Gennaio 2010, pp. 37-44.
Acciai al C; acciai basso-legati; acciai inossidabili; acciai
inossidabili austenitici; acciai placcati; acido solfidrico; cloro;
condizioni di servizio; condotte; controllo non distruttivo; controllo
ultrasonoro; corrosione; criccabilità; criccabilità a freddo; fattori
di influenza; impianti; industria del gas; industria petrolifera;
infragilimento da idr ogeno; operazioni in servizio; radiografia;
recipienti in pr essione; tensioni r esidue; tensocorrosione; tubi;
tubisteria.
Effect of ammonia and sulphide envir onment on 90/10 and
70/30 cupronickel alloy di AGARWAL D.C. e BAP AT A.M.,
«Journal of Failure Analysis and Prevention», Settembre-Ottobre
2009, pp. 444-460.
Acido solfidrico; ambiente marino; ammoniaca; corr osione;
corrosione da acqua di mare; cricche intergranulari; cupronichel;
durezza; infragilimento; laboratori; leghe di rame; pr oprietà
meccaniche; prove di corrosione; rotture; simulazione; strutture
di piattaforme marine; tensocorrosione.
Ricerche Bibliografiche
Characterization of hydrogen charging severity in simulated
wet H 2 S refinery environments di KANE R.D. e
ABAYARATHNA D., «WRC Bulletin», N. 530/2009, pp. 109-120.
Acciai al C; acido solfidrico; analisi delle tensioni; corr osione;
fattori di influenza; industria petr olifera; infragilimento da
idrogeno; ingegneria chimica; laboratori; NACE; norme; pr ove
di corrosione; simulazione; temperatura; tensocorrosione.
Il rischio di tensocorrosione da H2S all’esterno di condotte
sottomarine: una metodologia di valutazione quantitativa di
GENTILE M. et al., «Met. Ital.», Marzo 2010, pp. 13-21.
Accettazione; acciai per condotte; acido solfidrico; acqua di mare;
ambiente marino; ambiente subacqueo; condizioni di servizio;
condotte; corrosione; corrosione biologica; gas naturale; industria
petrolifera; ingegneria chimica; progettazione, concezione; prove
di corrosione; sicurezza; solfuri; strutture di piattaforme marine;
tensocorrosione; valutazione del rischio.
Efecto de la biopelícula en la corrosión de aceros inoxidables
austeniticos en estaciones depuradoras de aguas r esiduales
(Effect of biofilm in the corrosion of austenitic stainless steels
in waste water treatment plants) di BETHENCOURT M. et al.,
«Rev. Met.», Gennaio-Febbraio 2010, pp. 37-51.
Acciai inossidabili; acciai inossidabili austenitici; acido solfidrico;
apparecchiature per uso domestico; corrosione; corrosione
biologica; impianti; infragilimento da idr ogeno; ingegneria
chimica; prove di corrosione.
Formation of the fusion zone in plasma powder surfacing di
ISAKAEV E.KH. e MORDYNSKII V.B., «Weld. Int.», Luglio
2010, pp. 540-545.
Acciai al C; acido solfidrico; ciclo termico; CO 2; condizioni di
servizio; corrosione; durezza; fattori di influenza; leghe di nichel;
microstruttura; parametri di processo; polvere; proprietà chimiche;
proprietà fisiche; pr oprietà meccaniche; ricarica al plasma;
solidificazione; trattamento termico; zona di fusione.
Corrosion behaviour of oil well casing steel in H 2S saturated
NACE solution di DONG X.M. et al., «Corrosion Engineering
Science and Technology», Aprile-Giugno 2010, pp. 181-184.
Acciai da utensili; acido solfidrico; alta pr
essione; alta
temperatura; casse; corr osione; indurimento strutturale dovuto
ad invecchiamento; industria del gas; industria petr olifera;
infragilimento da idrogeno; misura; NACE; pr oprietà chimiche;
proprietà elettriche; spettroscopia.
Stress corrosion cracking di HESELMANS J.M., «Stainless
World», Aprile 2010, pp. 43-45.
Acciai inossidabili; acciai inossidabili austenitici; acciai
inossidabili austeno-ferritici; acciai inossidabili ferritici; acciai
inossidabili martensitici; acido solfidrico; clor o; corrosione;
corrosione intergranulare; criccabilità; infragilimento da idrogeno;
prove di corrosione; recipienti in pressione; resistenza a fatica;
tensocorrosione; tubi.
Failures by SOHIC in sour hydrocarbon service (API 5L X42,
Grade B) di MOHAMMED A. et al., «Journal of Failure Analysis
and Prevention», Luglio-Agosto 2011, pp. 363-371.
Acciai al C; acciai per condotte; acido solfidrico; analisi delle
tensioni; condizioni di servizio; condotte; corrosione; criccabilità
a freddo; durezza; gas acidi; gas naturale; gas naturale liquefatto;
infragilimento da idrogeno; metallografia; proprietà meccaniche;
rotture; saldatura ad ar co sommerso; saldatura l ongitudinale;
saldature elicoidali; solfuri; tensioni residue.
NACE MR0103-2010 - Materials r esistant to sulfide str ess
cracking in corrosive petroleum refining environments,
«NACE 2010», pp. 38.
Acciai inossidabili; acciai inossidabili austeno-ferritici; acido
solfidrico; compressori; corrosione; criccabilità; industria petrolifera;
ingegneria chimica; leghe d’alluminio; leghe di nichel; leghe di
rame; leghe di titanio; NACE; pompe; tensocorrosione; valvole.
Metallurgy and corr osion in oil and gas pr
oduction
di HEIDERSBACH R., «Wiley-Vich», 2011, pp. 281.
Acciai al C; acciai inossidabili; acido solfidrico; condotte;
corrosione; corrosione galvanica; corr osione intergranulare;
corrosione interstiziale; corr osione per vaiolatura; industria
petrolifera; leghe di nichel; rivestimenti; struttur e di piattaforme
marine.
Top of the line corr osion inhibition in a sour gas pipeline
(API 5L X52) di MARTIN R.L., «MP», Dicembre 2009, pp. 48-52.
Acciai dolci a basso carbonio; acciai per condotte; acido solfidrico;
CO2; condotte; contr ollo non distruttivo; contr ollo ultrasonoro;
controllo visivo; corr osione; corrosione biologica; gas acidi;
industria petrolifera; ingegneria chimica; misura; operazioni in
servizio; ossigeno; prove di corrosione; spessore.
Residual stress control to prevent environmental cracking of
stainless steels di MAHAJANAM S.P.V. et al., «MP», Dicembre
2009, pp. 60-64.
Acciai inossidabili; acciai inossidabili austenitici; acciai
inossidabili austeno-ferritici; acido solfidrico; alta temperatura;
corrosione; criccabilità; infragilimento da idr
ogeno;
microstruttura; prove di corrosione; scambiatori di calore; scelta;
tensioni residue; tensocorrosione; tubi.
Interpreting the evidence: elemental analysis in the SEM
di SHIPLEY R.J. e STEVENSON M.E., «Journal of Failure
Analysis and Prevention», Maggio-Giugno 2011, pp. 274-281.
Acido solfidrico; alluminio; analisi chimica; artigianato; controllo
non distruttivo; corr osione; cricche di fatica; leghe di nichel;
metallografia; microscopia elettronica; pezzi fusi; raggi X; rotture;
rotture di fatica; simulazione; spettroscopia; studi di casi; turbine.
NACE SP0296 - Standard practice detection, r epair, and
mitigation of cracking in r efinery equipment in wet H 2 S
environment, «NACE 2010», pp. 29.
Acido solfidrico; corrosione; criccabilità; giunti saldati; impianti;
industria petrolifera; infragilimento da idrogeno; NACE; recipienti
in pressione; riparazione; tensocorr osione; trattamento termico
dopo saldatura; ZTA.
ANSI/NACE MR0175/ISO 15156-1 - Petroleum and natural gas
industries - Materials for use in H2S-containing environments
in oil and gas production - Part 1: General principles for
selection of cracking-resistant materials, «NACE 2009», pp. 11.
Acciai; acido solfidrico; corrosione; industria del gas; industria
petrolifera; infragilimento da idrogeno; ingegneria chimica; NACE;
scelta.
Use of mild steel corr osion coupons to detect MIC and SRB
corrosion di SHAFIEE B., «MP», Febbraio 2010, pp. 50-52.
Acciai dolci a basso carbonio; acido solfidrico; corr osione;
corrosione biologica; corr osione per vaiolatura; pr ove di
corrosione.
Challenges in procurement of HIC resistant steel pipes (API 5L
X60, X65) di MOHAMMED A. et al., «Journal of Failure Analysis
and Prevention», Luglio-Agosto 2011, pp. 385-392.
Acciai al C; acciai per condotte; acido solfidrico; condotte;
corrosione; gas acidi; gas naturale liquefatto; infragilimento da
idrogeno; prove di corr osione; saldatura ad ar co sommerso;
saldatura longitudinale.
Riv. Ital. Saldatura - n. 5 - Settembre / Ottobre 2011 747
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.
748 Riv. Ital. Saldatura - n. 5 - Settembre / Ottobre 2011
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
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ENEA E.I.
Notiziario dell’ENEA Sic. e Prot.
ENEA-DISP.
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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
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Produttronica
Produttronica
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Pr. Spawal.
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Pignone
Qualificazione Industriale
Qualificazione
Qualità
Qualità
Rame e Leghe
CU
Rame Notizie
Rame
Research in Nondestructive Evaluation
Research NDE
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Tratersup
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Rev. Met.
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Rev. Soldadura
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Rev. Soud.
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Revue Met. CIT
Revue de Metallurgie MES
Revue Met. MES
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Ric. Inn.
Riv. Infortuni e Malattie Professionali
Riv. Inf.
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Riv. Mecc.
Rivista di Meccanica Oggi
Riv. Mecc. Oggi
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Rivista Finsider
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Schweissen und Schneiden
Schweisstechnik
Schweisstechnik
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Soldadura y Tecnologias de Union
Soldagem & Inspecao
Soldagem & Materiais
Soldering & Surface Mount Technology
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Souder
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Stainless Steel Europe
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Stainless Today
Steel Research
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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
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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
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Università Ricerca
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Westnik Maschinostroeniya
Welding & Joining
Welding & Joining Europe
Welding and Metal Fabrication
Welding Design and Fabrication
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Welding International
Welding Journal
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WRI Journal
Zavarivac
Zavarivanje
Zavarivanje I
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Zvaracske Spravy
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Schw. Schn.
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Inspecao
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Stainless World
Stainless
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Sveiseteknikk
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Svetsen
Tech. Soud.
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Tech. Rev.
Techn. Uberw.
Qualidade
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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.
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Zavarivanje
Zavariv.
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Rivista 6 / 2011
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Uscita: 31 Ottobre 2011
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Elenco
degli
Inserzionisti
-617-618
-------672
-602
734
-607
---601
-616
--4a cop
-----720
----614
726
--640
-716
--619
705
694
--684
--2a cop
629
-605
--672
--604
608
-612
-----603
----744
-611
-----613
693
3a cop
-610
-609
658
-615
-606
--
ACS ACAI
AEC TECHNOLOGY
AIPND
AIR LIQUIDE WELDING
ANASTA
ANDIT AUTOMAZIONE
AQM
ASG Superconductors
ASSOMOTORACING
BERKENHOFF
BIT
BÖHLER WELDING GROUP ITALIA
C.S.C.
CAPILLA
CEA
CEBORA
CGM TECHNOLOGY
COM-MEDIA
COMMERSALD
DRAHTZUG STEIN
DVC - DELVIGO COMMERCIALE
EDIBIT
EDIMET
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ESARC
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F.B.I.
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FIERA ACCADUEO
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FIERA BI-MU
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HYPERTHERM Europe B.V.
IGUS
INE
ITW
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LINCOLN ELECTRIC ITALIA
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MEDIAVALUE
MESSER ITALIA
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OLYMPUS ITALIA
ORBITALUM TOOLS
OXYTURBO
PUBLITEC
REMASALD
RIVISTA MECCANICA & AUTOMAZIONE
RIVISTA TECN’È
RIVISTA U & C
RIVOIRA
SAF - FRO
SALTECO
SANDVIK ITALIA
SAPIO
SELCO
SE.MAT
SEMAT EQUIPMENT
SIAD
SIGMA INTERNATIONAL
SIGMATEK
SINCOSALD
TECNOELETTRA
TECNOMECCANICA
TELWIN
THERMADYNE ITALIA
TQM
TRAFILERIE DI CITTADELLA
TRAFIMET
Viale Abruzzi, 66 - 20131 MILANO
Via Leonardo Da Vinci, 17 - 26013 CAMPAGNOLA CREMASCA (CR)
Via A. Foresti, 5 - 25127 BRESCIA
Via Torricelli, 15/A - 37135 VERONA
Via G. Tarra, 5 - 20125 MILANO
Via Privata Casiraghi, 526 - 20099 SESTO SAN GIOVANNI (MI)
Via Edison, 18 - 25050 PROVAGLIO D’ISEO (BS)
Corso F.M. Perrone, 73r - 16152 GENOVA
Via Tanari, 68/a - 40024 CASTEL S. PIETRO TERME (BO)
Berkenhoffstrasse, 14 - 35452 HEUCHELHEIM (Germania)
Via Trieste, 33 - 31016 CORDIGNANO (TV)
Via Palizzi, 90 - 20157 MILANO
Via Lago Maggiore, 7 - 36015 SCHIO (VI)
Via per Telgate - Loc. Campagna - 24064 GRUMELLO DEL MONTE (BG)
Corso E. Filiberto, 27 - 23900 LECCO
Via A. Costa, 24 - 40057 CADRIANO DI GRANAROLO (BO)
Via Adda, 21 - 20090 OPERA (MI)
Via Serio, 16 - 20139 MILANO
Via Bottego, 245 - 41126 COGNENTO (MO)
Talstraße, 2 - 67317 ALTLEININGEN (Germania)
Località Cerri - 19020 CEPARANA DI FOLLO (SP)
Via Cà dell’Orbo, 60 - 40055 CASTENASO (BO)
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c/o BOLOGNAFIERE - Piazza Costituzione, 6 - 40128 BOLOGNA
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c/o UCIMU - Viale Fulvio Testi, 128 - 20092 CINISELLO BALSAMO (MI)
c/o UCIMU - Viale Fulvio Testi, 128 - 20092 CINISELLO BALSAMO (MI)
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c/o UCIMU - Viale Fulvio Testi, 128 - 20092 CINISELLO BALSAMO (MI)
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c/o TECNA EDITRICE - Viale Adriatico, 147 - 00141 ROMA
c/o PORDENONE FIERE - Viale Treviso, 1 - 33170 PORDENONE
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c/o ALFIN EDIMET - Via Brescia, 117 - 25018 MONTICHIARI (BS)
c/o PADOVAFIERE - Via N. Tommaseo, 59 - 35131 PADOVA
Via Brigatti, 59 - 20050 RONCO BRIANTINO (MB)
Via Bassanelli, 9/11 - 40129 BOLOGNA
Via Grosio, 10/4 - 20151 MILANO
Via A. Gilardoni, 1 - 23826 MANDELLO DEL LARIO (LC)
Grossmoorkehre, 9 - 21079 HAMBURG (Germania)
Via Amoretti, 78 - 20157 MILANO
Vaartveld, 9 - 4704 SE ROOSENDAAL (Olanda)
Via delle Rovedine, 4 - 23899 ROBBIATE (LC)
Via Facca, 10 - 35013 CITTADELLA (PD)
Via Privata Iseo, 6/E - 20098 S. GIULIANO MILANESE (MI)
Via Bizet, 36/N - 20092 CINISELLO BALSAMO (MI)
Via Fratelli Canepa, 8 - 16010 SERRA RICCO’ (GE)
Ponte Morosini, 49 - 16126 GENOVA
Corso Buenos Aires, 8 - Corte Lambruschini - 16129 GENOVA
Via Domenichino, 19 - 20149 MILANO
Via Cav. V. Tedeschi, 1 - 10036 SETTIMO TORINESE (TO)
Via del Lavoro, 28 - 20863 CONCOREZZO (MB)
Via Modigliani, 45 - 20090 SEGRATE (MI)
Josef-Schüttler-Strasse, 17 - 78224 SINGEN (Germania)
Via Serio, 4/6 - 25015 DESENZANO (BS)
Via Passo Pordoi, 10 - 20139 MILANO
Via Strada dei Campi, 11 - 20058 VILLASANTA (MB)
Via Rosellini, 12 - 20124 MILANO
c/o OPEN FACTORY EDIZIONI - Via Bernardo Rucellai, 10 - 20126 MILANO
c/o MEDIAVALUE - Via Domenichino, 19 - 20149 MILANO
Via C. Massaia, 75/L - 10147 TORINO
Via Torricelli, 15/A - 37135 VERONA
S.P. Rivoltana, 35/b - 20090 LIMITO DI PIOLTELLO (MI)
Via Varesina, 184 - 20156 MILANO
Via Silvio Pellico, 48 - 20900 MONZA
Via Palladio, 19 - 35010 ONARA DI TOMBOLO (PD)
Via Monte Rosa, 81/A - 20862 ARCORE (MB)
Via Aurelia, 884 - 00165 ROMA
Via S. Bernardino, 92 - 24126 BERGAMO
Via Mazzini, 2/A - 24066 PEDRENGO (BG)
Via Mario Nantiat, 19/A - 12066 MONTICELLO D’ALBA (CN)
Via della Fisica, 26/28 - 20864 AGRATE BRIANZA (MB)
Via Nazionale, 50a - 70 - 23885 CALCO (LC)
Via della Borsa, 11 - 31033 CASTELFRANCO VENETO (TV)
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Istituto Italiano della Saldatura – Lungobisagno Istria, 15 – 16141 Genova (I) - Tariffa regime libero: “Poste Italiane SpA - Sped. A.P. 70%, DCB Genova” Tassa Pagata - Taxe Perçue ordinario - Contiene IP + Supplemento - Bimestrale Settembre-Ottobre 2011 ISSN:0035-6794
Rivista Italiana della Saldatura - N. 5 * 2011
Organo Ufficiale dell’Istituto Italiano della Saldatura - anno LXIII - N. 5
** 2011
Numero 5
2011
In questo numero:
Applicazione delle prescrizioni in ASME Code Case 2605-1
per la verifica dell’interazione creep – fatica in apparecchi
in pressione realizzati in 2.25Cr-1Mo-V
Effetti ambientali su adesivo metacrilato
Realizzazione di giunti saldati con difetti realistici
Didattica
Introduzione alla saldatura con fascio elettronico
(Electron Beam Welding)
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19/10/2011 17 17 21