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 2012 ISSN:0035-6794 Organo Ufficiale dell’Istituto Italiano della Saldatura - anno LXIV - N. 5 * 2012 Genova, 23-24 Maggio 2013 Porto Antico di Genova, Centro Congressi Giornate Nazionali di Saldatura Tecnologia Superiore Commersald è da anni conosciuta come produttrice di impianti con tecnologia P.T.A. per riporti saldati ed eccelle nella progettazione ed assistenza post-vendita in tutto il mondo degli impianti realizzati. Esperienza, innovazione e Àessibilitj garantiscono un servizio vincente per una tecnologia superiore. PROGETTAZIONE SERVIZIO TECNICO FORNITURA MATERIALI ASSISTENZA POST VENDITA LOGISTICA Commersald Impianti S.R.L. via Labriola, 39 41123 Modena - Italy Tel.: +39.059.822374 Fax: +39.059.333099 C Comm Co omm mmer ersa er sald sa ld S.P.A. S.P P.A .A. A. Commersald via Bottego, 245 41126 Modena - Italy Tel.: +39.059.348411 Fax: +39.059.343297 www.commersald.com Filiale Commersald Group via E. De Marchi, 4 20125 Milano - Italy Tel.: +39.02.67382348 Fax: +39.02.66710308 Articoli Alcuni metodi per la valutazione della suscettibilità al fenomeno delle cricche da riscaldo (reheat cracking) della zona fusa dell’ acciaio 2,25Cr 1Mo 1/4V: Gleeble test®, GDMS, trazione a caldo (Mini JIP Project) A. Bertoni e C. Chovet 595 Una testimonianza altamente qualificata, di sicuro interesse per gli operatori del comparto petrolchimico, interessato nel recente passato da fenomeni di reheat cracking in zona fusa accaduti in sede di fabbricazione di reattori di elevato spessore con acciaio tipo 2.25 Cr 1 Mo 0,25 V. In particolare, Bertoni e Chovet illustrano le caratteristiche del metodo meccanico per la valutazione della sensibilità della zona fusa a questo fenomeno, che prevede l’esecuzione di una prova di trazione a caldo tipo Gleeble® con bassa velocità di deformazione, che si è dimostrata estremamente sensibile ad alcuni dei parametri caratteristici della prova. L’articolo illustra i risultati ottenuti con il progetto di ricerca europeo Mini JIP, volto appunto a meglio approfondire e possibilmente superare tali criticità esecutive. Saldatura ibrida laser-MIG di giunti a T in lega di titanio - R. Spina et al. Il Politecnico di Bari ed il Consorzio CALEF, da tempo attivamente impegnati nello sviluppo e nella ricerca delle tecnologie di saldatura laser, ci illustrano i risultati di attività sperimentali condotte sulla realizzazione di giunti a T a piena penetrazione a partire da spessori di 3 mm, in abito aeronautico, con processo laser ibrido MIG con leghe tipo ASTM B265 Gr. 5 (6Al 4V). Il processo è già stato impiegato con successo, nell’ambito di un’analoga attività, su giunti testa a testa; nel caso di giunti a T, particolare attenzione è stata posta nella valutazione della geometria del cordone di saldatura e negli aspetti energetici del processo stesso, che sintetizza le proprietà tipiche del MIG (caratterizzato da maggiori apporti termici) e del laser (in grado di contenere invece le dimensioni della ZTA e le sue alterazioni caratteristiche). Recenti sviluppi della RBI - Risk Based Inspection dell’American Petroleum Institute: l’integrazione con la tecnologia del Fitness For Service per il calcolo della probabilità di rilascio - S. Pinca 607 619 L’approccio denominato Risk Based Inspection è ormai ampiamente consolidato in ambito petrolchimico, contesto nel quale risulta codificato dalle Practice API RP 580 e 581. L’Ente normatore statunitense, la cui autorevolezza è testimoniata dalla diffusione mondiale degli standard dallo stesso elaborati, sottopone i propri documenti ad un aggiornamento pressoché continuo, allo scopo di aggiornali allo stato dell’arte, cogliendo tra l’altro e rielaborando i preziosi contributi provenienti dagli utilizzatori finali, che tali documenti impiegano. Recentemente è stata proposta una revisione delle probabilità di rilascio che integra le procedure di calcolo sviluppate nell’ambito delle valutazioni affidabilistiche del Fitness For Service - FFS: l’Ing. Stefano Pinca, riferimento per IIS Service per le attività di Risk Based Inspection, ci illustra le caratteristiche fondamentali di questa proposta. State of the art for flaw assessment of pipeline girth welds - H. Pisarski Nell’ambito della meccanica della frattura vi sono attualmente diversi approcci per valutare l’accettabilità delle imperfezioni di saldature circonferenziali di tubazioni: essi si traducono nel tentativo di ridurre i criteri di accettabilità basati sulla buona pratica - che spesso considerano la sola lunghezza del difetto - e nel tentativo di fornire uno strumento per valutare i difetti rilevati attraverso il controllo ultrasonoro, che fornisce una caratterizzazione dimensionale del difetto stesso. Il potenziale vantaggio di tali procedure è la riduzione dei costi dovuta alla minore incidenza delle riparazioni e delle tempistiche ad esse correlate, senza pregiudicare l’integrità dei giunti stessi. I metodi più diffusi sono quelli basati sugli standard BS 7910 e API 1104; nel caso in cui la deformazione superi il limite elastico del materiale sono introdotte e confrontate procedure basate sull’analisi delle deformazioni. Tali procedure sono comprese nella Raccomandazione DNV RP F108, che tratta principalmente l’installazione di condotte ed i più recenti metodi sviluppati da ExxonMobil e PRCI CRES per tubazioni soggette a pressione interna e carico assiale. Radiografia Digitale: Caratterizzazione dei sistemi CR per applicazioni industriali - S. Rusca Non vi è dubbio che la cosiddetta radiografia digitale abbia assunto nell’ambito dei controlli non distruttivi un ruolo di crescente rilievo; rispetto al tradizionale ambito della radiografia industriale analogica, per la quale sono ben note agli addetti ai lavori le procedure da impiegare per la caratterizzazione delle principali attrezzature, nel caso dei sistemi CR (Radiografia Computerizzata) la conoscenza risulta indubbiamente meno diffusa. A tale riguardo, un supporto è certamente dato dalle recenti norme EN ed ISO, che costituiscono un valido riferimento, non tanto per condurre eventuali confronti rispetto alla tecnologia convenzionale, quanto per approfondire e comprendere le effettive potenzialità delle proprie apparecchiature, per trarne il massimo delle prestazioni. L’articolo è firmato dall’Ing. Simone Rusca, che riveste ormai da anni il ruolo di Responsabile delle attività di Formazione di IIS nell’ambito dei controlli non distruttivi ed ha maturato tra le più significative esperienze nell’ambito dei sistemi per radiografia computerizzata (CR). Qualificazione del processo di placcatura, normativa applicabile - A. Pandolfo Le attività di qualificazione delle procedure, nell’ambito della fabbricazione mediante saldatura, hanno una valenza ben nota agli addetti ai lavori e risultano inevitabilmente legate al contesto contrattuale cui afferiscono, quindi a ben precisi ambiti normativi, con particolare riferimento a quelli rappresentati dalla Sezione IX del Codice ASME BPV e della normativa europea EN ISO 15614-X. Durante la realizzazione di apparecchiature in pressione, la placcatura riveste a sua volta un ruolo essenziale per il conferimento al prodotto delle richieste caratteristiche finali, per le quali non si può ovviamente fare riferimento ai soli controlli diretti. Antonio Pandolfo, riferimento ormai storico per queste attività, in IIS prima ed in IIS CERT oggi, ci illustra quali siano le specificità della qualificazione delle procedure nel caso appunto della placcatura. Dagli anni sessanta l’impegno di IIS e IIS CERT nella qualificazione, certificazione e approvazione del personale PND - G. Costa e S. Morra Lo scenario nazionale ed internazionale relativo agli addetti alle prove non distruttive appare molto cambiato dagli anni novanta ad oggi, tanto per i diversi player che operano oggi nei servizi di certificazione quanto per la continua evoluzione dei riferimenti normativi impiegati per le attività di certificazione. L’IIS ha indubbiamente avuto un ruolo da protagonista in questa evoluzione, con le proprie proposte formative prima, con i propri servizi di qualificazione e certificazione poi, affiancati con le attività di approvazione richieste nel contesto della Direttiva 97/23/CE. L’Ing. Giulio Costa, che ha vissuto in prima persona alcune delle principali tappe di questo percorso temporale, ce ne illustra i passaggi fondamentali, che porteranno nel 2013 alla nascita delle terza Società in Sede al Gruppo. 627 641 651 663 International Institute of Welding (IIW) Creep rupture properties and fracture type of 9Cr-1Mo-V-Nb/18Cr-8Ni steel dissimilar joints M. Yamazaki et al. 671 Il contributo proveniente dall’International Institute of Welding (IIW) è sempre uno degli spazi più apprezzati dai nostri lettori e permette un confronto sempre efficace con le esperienze maturate presso i più importanti Istituti ed Enti di ricerca a livello internazionale. Questa volta, il National Institute for Material Science di Tokyo ci illustra i risultati di attività sperimentali condotte su giunti realizzati con processo TIG e ad attrito tra acciai tipo 9Cr 1Mo VNb e 18Cr 8 Ni, per i quali è stata condotta una caratterizzazione con prove di scorrimento viscoso a caldo (creep) a varie temperature e con diversi livelli di tensione. Nelle analisi condotte, emergono le differenti condizioni di rottura delle provette rispetto al materiale tipo 9Cr 1Mo VNb sia per quanto concerne la resistenza che la modalità di frattura, qualora si considerino i risultati di prove di lunga durata. IIS Didattica Introduzione al processo di saldatura al plasma La sezione Didattica, a cura della Divisione Formazione dell’Istituto, descrive in questo numero le caratteristiche fondamentali del processo di saldatura al plasma. Ampiamente utilizzato nell’industria chimica, meccanica e siderurgica, l’arco plasma può offrire elevate prestazioni in molteplici applicazioni, grazie alle diverse modalità di saldatura che nel testo vengono descritte. 5 2012 ANNO LXIV Settembre - Ottobre 2012 Periodico Bimestrale DIRETTORE RESPONSABILE: Dott. Ing. Mauro Scasso REDATTORE CAPO: Dott. Ing. Michele Murgia; [email protected] REDAZIONE: 683 Isabella Gallo; [email protected] Maura Rodella; [email protected] PUBBLICITÀ: Franco Ricciardi; [email protected] Cinzia Presti; [email protected] ABBONAMENTI: Francesca Repetto; [email protected] Rubriche Editoriale Il primato dell’aritmetica Scienza e Tecnica Idrogeno e metalli - M. De Marco IIS News & Events Giornate Nazionali di Saldatura 7: lavori in corso Abbiamo provato per voi Liquidi Penetranti “Elite Flaw-Findr” di NDT ITALIANA 593 693 697 701 Dalle Aziende Features Nuovo procedimento ICETM - Integrated Cold Electrode di ESAB 711 Dalle Aziende Comunicati Stampa 719 723 Notiziario Letteratura Tecnica, Codici e Norme, Corsi, Mostre e Convegni Ricerche Bibliografiche da IIS-Data Saldatura al plasma Elenco degli Inserzionisti In copertina GNS7 - Genova 733 738 23-24 Maggio 2013, Porto Antico di Genova, Centro Congressi, pagina 697 Organo Ufficiale dell’Istituto Italiano della Saldatura Direzione - Redazione - Pubblicità: Lungobisagno lstria, 15 ∙ 16141 Genova Telefono: 010 8341475 ∙ Fax: 010 8367780 [email protected] ∙ www.iis.it Abbonamento annuale 2012 Italia: ……………..……€ 100.00 Estero: ………….……...€ 170.00 Un numero separato:... € 26.00 La Rivista viene inviata gratuitamente ai Soci dell’Istituto Italiano della Saldatura. Rivista associata Registrazione al ROC n° 5042 - Tariffa regime libero: “Poste Italiane SpA - Spedizione in Abbonamento Postale 70%, DCB Genova” Fine Stampa Ottobre 2012 Aut. Trib. Genova 341 - 20.04.1955 Stampa: ALGRAPHY S.r.l. - Genova - 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 della Rivista si riserva di accettare o meno, a suo insindacabile e privato giudizio, le inserzioni pubblicitarie. 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. Nel prossimo numero parleremo di... ´/DJJDQ7RUPRUH([SRUW3LSHOLQHµDSSOLFD]LRQHGLÀOL 1Ni per saldatura orbitale NG-GMAW di giunti di forte spessore ad elevata resistenza e tenacità 2 12 1 01 012 0 20 2 N. 1 * 2012 V - N. LXIV no LXIV - anno Aprile tura della Salda zo - o Italiano dell’Istitut Mar Ufficiale Org ano - Con tien e IP Perçue ordinario - Contiene + Sup plem ento - Bim estr Organo ale ento - Bimestra IP + Supplem Febbraio le Gennaio- 201 2 ISS N:0035 -6794 2012 ISSN:003 5-6794 Articoli Uffic ia le de ll’I stitu no della Sald atur aanno * 2012 794 Resistenza meccanica e a corrosione di giunti simili a sovrapposizione saldati mediante FSW 035-6 N:0 ISS - Giu ggio Ma le estra - Bim ento pplem Tari + Su (I) - - Co nti ene IP – 161 41 Gen ova er Errnest Lerev icana rio Org an oU ffi rçu Lun gob isag no Istr e ord ina ia, 15 agno – Lungobis Pe - Ta xe le am gata Pa t cia oria o na ssttto na un u de ll’Is titu to Ita lia no de lla Sa ld atu DC Italiano B Ge dell nova a Sal ” Ta ssa datu ra – della Saldatura Istituto Italiano - N. 2 gno iane libe ro: “Po ste Ital ffa reg ime - Tariffa regime Genova (I) – 16141 Istria, 15 LXIV 2012 SpA libero: “Poste - Spe d. A.P. Italiane SpA 70% , DCB - Sped. A.P. 70%, DCB Gen ova” Tassa Pag ata Genova” Tassa - Tax e Per çue ordi Pagata - Taxe nario to Ita lia -a n no ed. Istit uto A.P . 70 %, ra LX -N . 3 *2 01 2 Sa lda tur a– Lung obisa gno Istria , 15 – 16 141 Ge nova (I) - Ta riff a reg im e lib ero : “P oste Ita lia ne Sp A- Sp IV Valutazione della “Minimum Pressurizing Temperature” (MPT) per reattori di elevato spessore realizzati in acciai bassolegati al Cr-Mo, in esercizio in condizioni di “hydrogen charging” Istitu to Ita lia no della Robotica ed automazione dei processi saldati: traguardi acquisiti e prospettive future rio - Co ntie ne IP + Su pp lem en to - Bi mes tra le Se tte mbr e- Ot tobr e 20 12 IS SN :003 5- 67 94 Nuove soluzioni di monitoraggio di processo QHOODVDOGDWXUDODVHULQÀEUDGLOHJKHGLWLWDQLR dina O International Institute of Welding (IIW) rçue or rg an Pe o U xe ffic - Ta ia a Pa ga ta le de ll’I ” Ta ss sti tu B Ge no va to Ita li , DC an 70 % o de - Sp ed . A. P. lla Sa ld Sp A atu Ita lia ne ra TIG weld penetration improvement by laser-activated process with oxygen -a te nn o: “P os o LX e lib er IV gim -N *2 01 2 no va (I) - Ta rif fa re .5 Ist itu to Ita lia no de lla Sa ldat ur a– Lu ng ob isa gn o Ist ria , 15 – 16 14 1 Ge Ge Por nova to , 23 Ant -2 ico 4 M di G agg eno io 2 va, 013 Cen tut tro ti g Con lili a gre gg Gio rna te Na Didattica z io ssi ioi r nam n a l id ent iS ia pag ald iinna atu 00 0 r a Criteri per la stesura di WPS secondo ASME BPV Sezione IX 6 6e Yuoi inYiare un articolo una riÁessione un Tuesito o altro Pateriale che ritieni Sossa essere di interesse Ser la coPunitj di esSerti e di aSSassionati di saldatura della Rivista, puoi inviare il tuo gradito contributo all’indirizzo: [email protected] Istruzioni per la presentazione degli articoli L’ articolo pervenuto sarà sottoposto all’esame del Comitato di Redazione che ne vaglierà i contenuti per l’accettazione. Gli Autori saranno prontamente informati delle decisioni del Comitato di Redazione. /·DUWLFRORDSSURYDWRSHUODSXEEOLFD]LRQHGRYUjSHUYHQLUHDOOD5HGD]LRQHHQWURLWHUPLQLÀVVDWLFRPSOHWRGL WLWRORGHÀQLWLYR breve curriculum dell’Autore/i abstract in italiano ed in inglese WHVWRLQÀOH:RUGFDUDWWHUH7LPHV/76WGSW WDEHOOHHGLPPDJLQLDGDOWDGHÀQL]LRQHRJQLVLQJRODWDEHOODHRÀJXUDGHYHHVVHUHFRUUHGDWDGHOODUHODWLYDGLGDVFDOLD VHHVLVWHQWHODELEOLRJUDÀDGHYHHVVHUHULSRUWDWDQHOORVWHVVRRUGLQHGLFLWD]LRQHQHOWHVWRFRPHGDHVHPSLR >@/H]]L)H0XUJLD0©5LVFKLFRQQHVVLDOODVDOGDWXUDHSURFHGXUHGLSURWH]LRQHª5LYLVWD,WDOLDQDGHOOD6DOGDWXUDQSS Editoriale Il primato dell’aritmetica U na significativa quantità di abitanti del bel Paese (soprattutto, ma non solo, quelli appartenenti al generone elitario e radical-chic) trovano conveniente ostentare in pubblico la loro scarsa familiarità con i “numeri” (io per i “numeri” ho avuto sempre poca simpatia!). Con ciò volendo implicitamente significare di averne, invece, una maggiore con le “parole”. Che, fra l’altro, meglio si adattano ai salotti culturali ed agli eventi nazional - popolari. Questa situazione trova le sue ragioni di essere se ai “numeri” si associa, come si conviene, una sobrietà di comunicazione che non è sempre indispensabile con le “parole”. Anzi! Inoltre “i numeri” non concedono alcunché all’interpretazione (2 + 2 fa sempre inesorabilmente 4), al contrario delle “parole” con le quali è sempre possibile dare luogo a qualche variazione interpretativa. Non che alle “parole” siano necessariamente applicabili una scarsa sobrietà (c’è anche chi smette di parlare quando ha esaurito le cose da dire) o variazioni interpretative (c’è anche chi considera le cose dette come un obbligo morale) e, tuttavia, il contesto dei “numeri” e quello delle “parole” si pongono diversamente, per dirla all’inglese, nei confronti dell’unicità e della stabilità dell’“output”. Tutto ciò diventa assolutamente evidente quando si entra nel mondo fantasioso della politica economica del bel Paese, che pure di “numeri” si dovrebbe nutrire. Non “numeri” complessi per carità (quali i “differenziali di ordine superiore” che popolano l’ambiente esclusivo della matematica, per intendersi); ma, al contrario, “numeri” semplici che afferiscono all’ambiente più popolare dell’aritmetica (come le quattro operazioni o, al limite, anche soltanto le due più elementari - somma e sottrazione - sempre per intenderci). A questo contesto di “numeri” semplici (ma reso complesso da convenienze le più varie) si adatta perfettamente un approccio da casalinga tradizionale (Dio ci conservi le poche che restano e, possibilmente, ce ne mandi qualche altra), che deve far quadrare i conti. Essendo digiuna di scienza finanziaria, la casalinga tradizionale non pensa di poter spendere di più di quanto dispone, né tantomeno che le spese correnti possano costantemente aumentare quando non si riesce a mantenere il passo con le medesime. Né pensa (essendo sempre digiuna di scienza finanziaria) che il fare debiti possa essere finanziato all’infinito facendo altri debiti, in previsione di uno sviluppo salvifico che tutto ripiana. Né, infine, ritiene (non avendo competenze neppure nel settore dell’“International Banking”) di poter dare la colpa ai cattivi di turno, che non la capiscono e non tengono conto delle sue sacrosante esigenze sociali. In una situazione di non equilibrio, la casalinga tradizionale, molto semplicemente, disponendo soltanto delle quattro operazioni dell’aritmetica, comincia a risparmiare e a pagare i debiti. Punto! Così il mondo dei “numeri” semplici, ma non così il mondo delle “parole”. Che fluiscono copiose dalla bocca dei molti “esperti” in servizio permanente effettivo, con o senza patente, più o meno prestigiosa, appartenenti a tutti gli orientamenti della scienza (sic!) economico – finanziaria. Di regola in disaccordo fra loro. Soltanto d’accordo nel non ridurre la loro “competenza” all’impiego banale dei “numeri” semplici. Ma non saranno le “technicalities” economico - finanziarie a risolvere i problemi di fondo. Come ha perfettamente capito, nella sua concretezza, la casalinga tradizionale. Per i problemi di fondo occorrono (non solo ma anche) i “numeri” semplici. Verso i quali, tuttavia, una significativa quantità degli abitanti del bel Paese non è affatto vocata. Ad maiora. Dott. Ing. Mauro Scasso Segretario Generale IIS Rivista Italiana della Saldatura - n. 5 - Settembre / Ottobre 2012 593 Taglio di precisione per dettagli d’alta classe Gas, tecnologie e servizi per il taglio e la saldatura Rivoira offre soluzioni dedicate agli operatori del settore manifatturiero Metal Fabrication, in cui opera con successo dall’inizio del secolo scorso. L’offerta Rivoira comprende le linee di gas e miscele LaserStarTM e STARGAS®, dedicate rispettivamente alle applicazioni di taglio laser ed ai processi di saldatura. La qualità dei prodotti e dei servizi forniti, così come la volontà di soddisfare le esigenze e le aspettative dei propri clienti sono alla base del successo Rivoira. Rivoira S.p.A. - Gruppo Praxair Tel. 199.133.133* - Fax 800.849.428 [email protected] * il costo della chiamata è determinato dall’operatore utilizzato. www.rivoiragas.com Alcuni metodi per la valutazione della suscettibilità al fenomeno delle cricche da riscaldo (reheat cracking) della zona fusa dell’acciaio 2.25Cr 1Mo 1/4V: Gleeble test®, GDMS, trazione a caldo (Mini JIP Project) A. Bertoni * C. Chovet ** Sommario / Summary Nel recente passato fenomeni di reheat cracking sono stati messi in evidenza nella zona fusa del materiale 2,25Cr 1Mo 1/4V durante la fabbricazione dei reattori di grande spessore. I due metodi, sviluppati per la verifica della sensibilità della zona fusa al fenomeno, sono stati uno chimico, basato sulla metodica Glow Discharge Mass Spectrometry, che ha dato origine al parametro Kf ed uno meccanico, non standardizzato, che consiste in una prova Gleeble® di trazione a caldo eseguita a bassa velocità di deformazione. I risultati ottenuti con la prova Gleeble® hanno messo in evidenza la loro dipendenza da alcuni parametri di esecuzione della prova stessa rendendo il test non eseguibile in altri laboratori se non in quello del Centro di Ricerca di Industeel. Per il superamento di questo limite il progetto europeo Mini JIP ha preso vita all’inizio del 2010. Il presente lavoro vuole riassumere la descrizione dei due metodi di prova sviluppati per l’identificazione delle cause di questo fenomeno e dare indicazioni relative ai risultati ottenuti nel progetto Mini JIP. (°) Memoria presentata alle Giornate Nazionali di Saldatura 6, Workshop: “Metallurgia e Saldabilità”, Genova 26-27 Maggio 2011 * Air Liquide Welding Oerlikon - Verona ** Air Liquide CTAS - Saint Ouen L’Aumone - Paris In the recent past, reheat cracking phenomena have been shown in 2.25 Cr 1Mo 1/4V weld metal of heavy wall pressure vessels. For monitoring these phenomena, chemical and mechanical methods have been developed: Glow Discharge Mass Spectrometry method, which gave Kf parameter, and Gleeble® thermo-mechanical test, performed at low strain rate. Depending on a few Gleeble® test parameters, the test results couldn’t be obtained in laboratories other than Industeel Research Centre. To overcome this limit, European Mini JIP project started in early 2010. This paper describes these two test methods developed for monitoring these phenomena and giving a Mini JIP project achievement report. IIW Thesaurus Keywords: Chemical engineering; creep resisting materials; elevated temperature strength; high temperature; hot cracking; influencing factors; low alloy Cr Mo steels; mechanical properties; oil industry; post weld heat treatment; reheat cracking; tensile tests; weld metal; weldability; weldability tests. Rivista Italiana della Saldatura - n. 5 - Settembre / Ottobre 2012 595 A. Bertoni e C. Chovet - Alcuni metodi per la valutazione della suscettibilità al fenomeno delle cricche da riscaldo (reheat cracking) della ZF... 1. Introduzione Il fenomeno del reheat cracking, nei materiali bassolegati al CrMo, si evidenzia con la presenza di cricche intergranulari che si sviluppano in un intervallo di temperatura compreso tra i 500 °C ed i 700 °C. Il meccanismo classico che origina il fenomeno è legato, in questo campo di temperature, all’effetto combinato del rilassamento delle tensioni residue, alla precipitazione di carburi a bordo grano, in grado di provocare un indurimento secondario riducendo localmente la plasticità della microstruttura ed alla segregazione, anche questa a bordo grano, di elementi come P, As, Sn, S, Sb, in grado di creare un ulteriore indebolimento del bordo del grano, il quale diviene sede preferenziale del fenomeno di decoesione intergranulare tipico del RHC. Allo svilupparsi del fenomeno contribuiscono le dimensioni del grano, le tensioni residue presenti nel giunto, la composizione chimica e le proprietà meccaniche del materiale stesso. La letteratura tecnica relativa al fenomeno di reheat cracking (RHC) [1-2-3-4-5], che prende in considerazione gli acciai bassolegati del tipo CrMo, progettati per servizio ad alta temperatura (grado 11, 22, 23, 24, 91), evidenzia come sede più favorevole per l’instaurarsi della difettosità la zona termicamente alterata del materiale base. Nel recente passato sono stati riscontrati casi di reheat cracking non nella zona termicamente alterata, ma nella zona fusa del materiale 2,25Cr 1Mo 1/4V [6-11]. A fronte di questo particolare fenomeno, non riscontrato in precedenza, numerosi studi sono stati eseguiti per la determinazione delle cause. Le verifiche eseguite hanno confermato che le proprietà chimiche e meccaniche della zona fusa rispettavano, con ampio margine, i requisiti delle più stringenti specifiche tecniche e degli standard applicabili. I ricercatori del Centro di Ricerca dell’Industeel hanno quindi sviluppato una variante della prova meccanica Gleeble®, 596 Rivista Italiana della Saldatura - n. 5 - Settembre / Ottobre 2012 utilizzata prevalentemente per la valutazione della sensibilità del materiale base a RHC e hanno definito una procedura del test capace di identificare il grado di sensibilità della zona fusa a tale fenomeno. In aggiunta a questa prova, un’inusuale metodica di analisi chimica (Grow Discharge Mass Spectrometry), venne introdotta per la determinazione degli elementi chimici che sono sembrati maggiormente influenzanti l’insorgere del fenomeno. L’estesa sperimentazione mise in evidenza che i risultati della prova meccanica Gleeble® erano fortemente influenzati dalla variazione di alcuni parametri di esecuzione della prova stessa, rendendo di fatto possibile eseguire tale prova unicamente nel laboratorio di ricerca nel quale la prova era stata sviluppata e definita. Per affrancarsi da questo limite, un’attività di ricerca europea denominata “Mini JIP” ha validato, dopo un anno d’intensa attività, una procedura per l’esecuzione di una prova di trazione a caldo tale da risultare tecnicamente equivalente alla prova Gleeble®, ma di più semplice esecuzione e permettendone l’esecuzione su macchine di trazione considerabili convenzionali. La nuova procedura verrà presentata ufficialmente al convegno API e successivamente alla ASME, per la sua accettazione ed introduzione nello standard. Questo importante passo permetterà quindi di rendere l’esecuzione della prova di valutazione della sensibilità della zona fusa del materiale 2¼Cr 1Mo ¼V al RHC accessibile ad un grande numero di laboratori, consentendo una più diffusa e semplice valutazione del fenomeno. Il presente lavoro vuole ricapitolare i diversi metodi di prova sopra citati, fornire alcune osservazioni relative a tali test e, nel quadro delle attività di divulgazione del progetto “Mini JIP”, indicare i risultati ottenuti sugli aspetti valutati nel programma di ricerca. 2. Descrizione del fenomeno reheat cracking in zona fusa Il materiale 2¼Cr 1Mo ¼V è stato introdotto nella fabbricazione dei componenti a pressione di grosso spessore dedicati all’industria petrolchimica alla fine degli anni ‘90, come soluzione alternativa al materiale 2¼Cr 1Mo convenzionale. I vantaggi dell’acciaio modificato al V risiedono nelle più elevate proprietà meccaniche, sia a temperatura ambiente che ad alta temperatura e alla più elevata resistenza all’infragilimento e all’attacco da idrogeno rispetto al materiale convenzionale, grazie alla presenza dei carburi di V che riducono la mobilità dell’idrogeno nell’acciaio. Al materiale modificato al V viene attribuita una maggiore sollecitazione ammissibile, rispetto al materiale convenzionale, permettendo il suo utilizzo a temperature e pressioni di esercizio più elevate e consentendo una significativa riduzione dello spessore e del peso del componente. Conseguenza di queste elevate prestazioni operative il materiale al V presenta alcune complessità nelle fasi di fabbricazione dovute principalmente alle altissime caratteristiche A. Bertoni e C. Chovet - Alcuni metodi per la valutazione della suscettibilità al fenomeno delle cricche da riscaldo (reheat cracking) della ZF... Figura 1 - Andamento intergranulare delle cricche da rinvenimento TABELLA 1 - Parametri classici per la valutazione della sensibilità al RHC Parametri classici per la valutazione della sensibilità a RHC P d0,010 X-bar = 10P + 5Sb + 4Sn + As < 12 MCF = Si + 2Cu + 2P + 15As + 20Sb + 15Sn < 0,8 ¨G = Cr + 3,3Mo + 8,1V - 2 < 0 ¨G1 = Cr +3,3Mo + 8,1V +10C - 2 < 2 P sr = Cr + Cu + 2Mo + 10V + 7Nb + 5Ti - 2 < 0 Rs = 0,12Cu + 0,19S + 0,1As + P + 1,18Sn + 1,49Sb tensili (TS 1000-1200 MPa) ed alla tenacità molto limitata (10-20 J) a temperatura ambiente nello stato come saldato o dopo trattamento di deidrogenazione (Dehydrogenation Treatment) [9]. Per impartire alla zona fusa una maggiore tenacità si impone, in generale, la necessità di eseguire un trattamento intermedio di stress relieving (Intermediate Stress Relieving) nel campo delle temperature 650-680 °C il cui scopo è quello di ridurre significativamente le tensioni residue presenti nel giunto e promuovere l’iniziale trasformazione della microstruttura martensitica incrementando la tenacità della zona fusa a valori compresi tra i 70 e 180 J, a temperatura ambiente [9 – 10]. Nella fase di esecuzione del trattamento di ISR durante la fabbricazione dei componenti a pressione è stato evidenziato l’insorgere delle cricche da rinvenimento localizzate nella zona fusa mediante controllo ultrasonoro e TOFD (Time Of Flight Diffraction) molto accurati ed eseguiti con sensibilità molto più elevate rispetto a quanto richiesto dal Codice ASME [11]. Le cricche, originatesi durante l’esecuzione del trattamento termico ISR, sono state riscontrate in giunti di produzione ad alto grado di vincolo - in cui le tensioni residue hanno contribuito significativamente all’esaltazione del fenomeno - e saldati mediante procedimento ad arco sommerso monofilo e tandem. A dimostrazione del ruolo delle tensioni residue nel fenomeno, è stato fatto notare che la zona fusa di giunti eseguiti per la costruzione di talloni, finalizzati a qualifiche di procedimento o talloni di produzione, sono risultati esenti dal fenomeno. Le dimensioni delle difettosità sono state molto contenute, 3-5 mm, con orientamento trasversale all’asse dei giunti e con morfologia intergranulare, come rappresentato nella Figura 1 [6-11]. 3. Descrizione dei metodi chimici e meccanici 3.1 Metodo chimico: GDMS e Kf Nel corso degli anni numerose formule basate sull’influenza di vari elementi chimici, ritenuti responsabili della sensibilità dei materiali bassolegati CrMo al fenomeno del RHC, sono state proposte e pubblicate da diversi autori [5-12-1314]. Storicamente il fenomeno è stato principalmente considerato localizzato nella zona termicamente alterata del materiale base come mostrato nella Figura 2 e le formule sono state definite per la valutazione di questo tipo di difettosità. Classicamente, gli elementi chimici considerati promotori del fenomeno sono tutti quelli fragilizzanti come P, Sn, As, Sb, S e quelli che causano una precipitazione fine e dispersa a bordo grano, introducendo un indurimento secondario localizzato come C, V, Nb, Si, Cu, Mo, Ti, Cr. Ad ognuno di questi elementi chimici, nelle diverse formule, viene attribuito un coefficiente diverso a seconda del tipo di materiale considerato e della problematica incontrata. La Tabella 1 riporta alcune delle più importanti formule adottate inizialmente per una prima valutazione del RHC in zona fusa. Nessuna di queste formule ha originato l’individuazione della causa del fenomeno. Questa analisi ha dimostrato che nessun elemento chimico, valutato singolarmente o come combinazione di più elementi tra quelli considerati impurezze (P, Sn, S, As, Sb) o come Figura 2 - RHC in zona termicamente alterata Rivista Italiana della Saldatura - n. 5 - Settembre / Ottobre 2012 597 A. Bertoni e C. Chovet - Alcuni metodi per la valutazione della suscettibilità al fenomeno delle cricche da riscaldo (reheat cracking) della ZF... TABELLA 2 - Condizioni di saldatura del giunto per l’esecuzione della prova di trazione lenta e a caldo Gleeble® SAW MONOFILO Filo diametro 3,2 4 Tipo di Corrente AC AC 510 A 550 A Volt 31 31 Stick out (mm) 25 30 Velocità (mm/1’) 500 500 Apporto termico (KJ/mm) 1,9 2,05 Preriscaldo - interpass (°C) 200-250 200-250 DHT (°C x h) 350 x 4 350 x 4 Corrente partecipante principale al bilanciamento dell’analisi chimica della zona fusa (C, Si, Cr, Mo, V, Nb, Ti), era responsabile del fenomeno sotto valutazione. L’introduzione dell’inusuale metodica di analisi chimica GDMS, Glow Discharge Mass Spectrometry, ha permesso di misurare contemporaneamente, con elevatissima accuratezza (ppb), ben 75 elementi chimici. In questo modo è stato possibile valutare un grande numero di impurezze mai analizzate in precedenza con questo livello di precisione. I risultati dell’analisi hanno messo in evidenza che la concentrazione degli elementi residuali critici era a livelli così bassi che non potevano essere misurati con la necessaria accuratezza mediante i metodi convenzionali come ad esempio ICP-AES, la cui accuratezza è dell’ordine della ppm. L’analisi ha portato all’identificazione degli elementi ritenuti responsabili del fenomeno: Pb, Sb e Bi. 3.2 Metodo meccanico 3.2.1 Prova di Gleeble®: trazione a caldo eseguita a bassissima velocità di deformazione La prova, non è definita da uno standard ma è stata sviluppata dal Centro di Ricerca dell’Industeel basandosi sulla propria ampia esperienza maturata nella valutazione della sensibilità 598 Rivista Italiana della Saldatura - n. 5 - Settembre / Ottobre 2012 Figura 3 - Posizione di prelevamento dei provini Figura 4 - Dimensioni del provino di trazione al RHC dei materiali base. Le condizioni di prova, previste per la valutazione del materiale base, sono state modificate e adattate per poter ottenere risultati che rappresentassero il livello di sensibilità al fenomeno da parte della zona fusa. La procedura prevede: r l’esecuzione di un giunto nelle condizioni riportate nella Tabella 2; r l’estrazione di due provini di trazione come riportato nella Figura 3; r l’esecuzione della prova di trazione a caldo come riportato nella Tabella 3. Le condizioni di prelevamento dal giunto e la configurazione geometrica dei provini di trazione sono mostrate nelle Figure 3 e 4. La procedura di esecuzione della prova di trazione a caldo Gleeble® viene sinteticamente riportata nella Tabella 3. I risultati ottenuti nella prova Gleeble® vengono riportati nella Figura 5, dove le curve rossa e violetta indicano materiali sensibili al RHC, mentre le curve blu e azzurra indicano materiali esenti dal fenomeno. Inizialmente la prova è stata eseguita a diverse temperature (550, 600, 620, 650, 680, 705 °C) per individuare quella A. Bertoni e C. Chovet - Alcuni metodi per la valutazione della suscettibilità al fenomeno delle cricche da riscaldo (reheat cracking) della ZF... maggiormente critica. Il minimo delle curve è concentrato principalmente in corrispondenza della temperatura di 650 °C e questa temperatura è stata scelta come quella più rappresentativa per la valutazione della sensibilità del materiale e alla quale eseguire la prova. Sulla base di questi risultati è stato definito il criterio di accettazione della prova per il quale la RoA deve risultare superiore al 23%, affinché il materiale venga considerato non sensibile al fenomeno. TABELLA 3 - Condizioni di esecuzione della prova di Gleeble® Ambiente del forno per il riscaldamento Vuoto 10-2 Pa N° termocoppie applicate a contatto Riscaldamento alla temperatura di prova Temperatura di prova (°C) 4. Correlazione tra Kf e prova di Gleeble®: deÀnizione del criterio di accettabilità del Kf Mantenimento alla temperatura di prova prima dell’inizio dell’applicazione del carico Incrociando i risultati ottenuti con l’analisi GDMS e quelli derivanti dalla prova di Gleeble®, il nuovo fattore Kf è stato definito da Chauvy e Pillot (Industeel) [6] . Tale fattore considera gli elementi Pb, Sb e Bi come impurezze sensibili al fenomeno: Velocità di deformazione Kf = Pb + Bi + 0,03 * Sb ≤ 1,5 ppm La copiosa sperimentazione ha permesso di definire con notevole precisione la correlazione tra il valore di Kf ed i valori di RoA determinati tramite la prova di Gleeble®. Il grafico della Figura 6 dimostra come il valore massimo accettabile del Kf ≤ 1,5 ppm sia quello che garantisce un materiale di saldatura esente da questo tipo di RHC. Per Kf inferiore a 1,5 ppm i valori di RoA risultano superiori alla soglia del 23% che corrisponde all’area del diagramma di Figura 6 definito come “No RHC”. 2o3 3 minuti +650 30 minuti 0,0025 mm/sec Criterio di accettabilità: Strizione Z (%) (Reduction of Area - RoA) TABELLA 4 - Effetto della velocità di deformazione sul valore della RoA Velocità di deformazione 0,0025 mm/sec §PPVHF Temperatura di prova +650 °C +620 °C RoA 13% RoA 16% RoA 22% RoA 26% 5. Osservazioni sulla prova Gleeble® menta anche il valore di RoA. Il confronto dell’effetto della velocità di deformazione sul valore di RoA misurato è riportato nella Tabella 4. Si vede quindi come la velocità di prova influenzi il risultato e possa portare a risultati considerati accettabili a fronte di un materiale sensibile al fenomeno. 5.1 5.2 Effetto della velocità di prova Effetto del trattamento termico dopo saldatura: DHT e ISR I risultati ottenuti nei diversi laboratori coinvolti nella sperimentazione hanno messo in evidenza quanto questi siano dipendenti da alcuni parametri di esecuzione della prova stessa e principalmente dalla velocità di deformazione. All’aumentare della velocità di esecuzione della prova au- L’effetto del trattamento di ISR sul risultato della prova di Gleeble® è stato valutato utilizzando uno stesso giunto saldato in accordo alla procedura ed eseguendo su una parte di questo il trattamento di DHT 350 °C x 4 h e sull’altra Figura 5 - Andamento della prova di Gleeble®: curve rossa e viola indicano materiale sensibile al RHC, curve blu e azzurra indicano materiale NON sensibile al RHC Figura 6 - Correlazione tra Kf e Gleeble® Rivista Italiana della Saldatura - n. 5 - Settembre / Ottobre 2012 599 A. Bertoni e C. Chovet - Alcuni metodi per la valutazione della suscettibilità al fenomeno delle cricche da riscaldo (reheat cracking) della ZF... un trattamento di ISR a 670 °C x 4 h. I risultati ottenuti, riportati nella Figura 7, evidenziano come il trattamento di ISR favorisca l’ottenimento di risultati ben superiori a quelli ottenuti con materiale sottoposto al solo trattamento di DHT. 6. Mini JIP: prova di trazione a caldo alternativa alla prova di Gleeble® Come indicato nel Paragrafo precedente, i risultati della prova di Gleeble® hanno messo in evidenza la loro suscettibilità alla velocità di applicazione della deformazione. Questo aspetto ha condizionato la scelta del laboratorio nel quale poter eseguire con affidabilità e ripetitività di risultati la prova. Il laboratorio del Centro di Ricerca di Industeel, nel quale la prova è stata creata e procedurizzata, è stato l’unico considerato affidabile e questo ha limitato la possibilità di una maggiore sperimentazione. Per superare questa limitazione è stato lanciato, all’inizio del 2010, un progetto di ricerca europeo denominato “Mini JIP” [12]. Questa ricerca, sovvenzionata da numerosi costruttori italiani e alla quale hanno contribuito i principali fornitori di materiale d’apporto europei, con l’indispensabile supporto di Industeel ed il coordinamento di Fluor Enterprises, ha voluto valutare la possibilità di individuare una prova di trazione a caldo che potesse essere eseguita in modo più semplice, pur mantenendo l’affidabilità e la rappresentatività dei risultati, rispetto alla prova di Gleeble®. Lo scopo ultimo è stato quello di poter qualificare un numero più esteso di laboratori in grado di eseguire la prova di trazione a caldo. Tutti i parametri che caratterizzano la prova di Gleeble® sono stati verificati considerando: r il fattore Kf, suddividendo i materiali in tre classi Kf << 1; Kf ≈ 1,5; Kf >> 1,5 ppm; r la procedura di saldatura del tallone dal quale prelevare i provini di trazione; r la temperatura di prova valutando: 620 °C, 650 °C, 670 °C, 705 °C; r le condizioni di trattamento termico post saldatura (DHT, DHT + ISR); r l’effetto dell’atmosfera da utilizzare nel fornetto della macchina di trazione considerando vuoto, aria, elio; r l’effetto della velocità di riscaldamento alla temperatura di prova 400 °C/h, 2000 °C/h, 12000 °C/h; r il tempo di mantenimento alla temperatura di prova prima dell’applicazione del carico 0’, 3’, 20’, 90’; r l’effetto combinato della velocità di riscaldamento e del tempo di mantenimento alla temperatura di prova; r l’effetto della velocità di deformazione; r la ripetitività del test condotto nelle nuove condizioni di prova, verifica svolta in 4 laboratori. I risultati ottenuti, a seguito dell’estesa campagna sperimentale, hanno permesso di definire con maggiore precisione i campi di validità di ogni variabile all’interno dei quali la prova di trazione a caldo risulta rappresentativa ed equivalente alla prova di Gleeble®. Il criterio di suddivisione del livello di criticità dei materiali 600 Rivista Italiana della Saldatura - n. 5 - Settembre / Ottobre 2012 Figura 7 - Comparazione dell’effetto del trattamento termico di ISR sul valore RoA basato sulle tre classi di Kf, la procedura di esecuzione del tallone di saldatura, le condizioni di prelevamento dei provini di trazione sono stati confermati. La temperatura di +650 °C, a cui eseguire la prova, rimane confermata come quella più selettiva. Viene confermato l’effetto del trattamento termico di ISR che promuove valori della RoA estremamente più elevati rispetto a quelli ottenuti con il solo trattamento di DHT. Favorevole all’utilizzo di macchine di trazione convenzionali è stato l’innalzamento della velocità di applicazione della deformazione e la possibilità di non utilizzare camere di riscaldamento sotto vuoto. Notevole influenza, sul valore della RoA, è stata attribuita sia al gradiente di riscaldamento che al tempo di mantenimento alla temperatura di prova. L’aumento del tempo di mantenimento e la diminuzione del gradiente di riscaldamento comportano un innalzamento dei valori di RoA rispetto ai valori ottenuti con la “classica” prova di Gleeble®. Il Round Robin ha anche evidenziato che 3 laboratori su 4 hanno ottenuto risultati tra loro equivalenti. Le cause dei risultati disomogenei ottenuti da uno dei quattro laboratori non sono ancora state chiarite e sono in via di valutazione. La procedura della prova di trazione a caldo nella sua versione finale è ancora in via di completamento e verrà prima sottoposta alla valutazione ed accettazione API e poi a quella ASME, con lo scopo di renderla approvata come prova standardizzata ed applicabile nel campo della fabbricazione dei componenti a pressione dedicati all’industria petrolchimica. 7. Considerazioni relative ai prodotti di consumo industriali Air Liquide Welding Oerlikon, fin dagli anni ‘90 è protagonista nello scenario dell’industria petrolchimica con i prodotti di consumo dedicati alla saldatura dei materiali 2¼Cr 1Mo ¼V con procedimento arco sommerso filo OE CROMO S225V e flusso OP CROMO F537 ed elettrodi OE CROMO E225V. Questi materiali garantiscono il soddisfacimento di tutti i requisiti “classici” più restrittivi delle specifiche tecniche A. Bertoni e C. Chovet - Alcuni metodi per la valutazione della suscettibilità al fenomeno delle cricche da riscaldo (reheat cracking) della ZF... TABELLA 5 - Valori di Kf e RoA ottenuti nelle verifiche industriali dei prodotti CROMO S225V e OP CROMO F537 Kf < 1,5 (ppm) RHC test at +650 °C RoA () 23 0,4 – 0,8 25 – 45 (X-bar, PE, prova di step cooling, tenacità a -30 °C, proprietà meccaniche a temperatura ambiente e ad alta temperatura dopo il minimo e massimo ciclo di trattamento termico di distensione) e dei criteri di accettabilità relativi al fattore Kf e della prova di Gleeble®. Nella Figura 8 viene riportato l’andamento della prova di step cooling dopo trattamento di distensione minimo eseguito a 710 °C x 8 h. Nella Tabella 5 vengono riportati i campi dei valori riscontrati sia per Kf che per RoA. Air Liquide Welding Oerlikon ha introdotto nelle proprie procedure di qualità la verifica chimica GDMS per il calcolo del fattore Kf e la prova di Gleeble®. Sulla base di questi criteri più di 3000 t di prodotti hanno largamente soddisfatto i requisiti indicati grazie all’accurata selezione delle materie prime necessarie per la fabbricazione dei prodotti di consumo. 8. Conclusioni Il fenomeno di RHC apparso in zona fusa dei giunti saldati di materiale 2¼Cr 1Mo ¼V è stato studiato e le sue cause identificate aprendo una nuova pagina nella metallurgia di questo materiale. Il Centro di Ricerca dell’Acelor Mittal Industeel ha definito due metodi di prova finalizzati al controllo dell’adeguatezza dei materiali di saldatura per il loro utilizzo industriale nella fabbricazione dei componenti a pressione per l’industria petrolchimica. Il primo metodo basato sull’analisi chimica GDMS permette di valutare la concentrazione degli elementi chimici considerati responsabili del fenomeno ed il cui criterio di accettabilità viene rappresentato dalla formula : Kf = Pb + Sb + 0,03Bi d1,5 ppm Il secondo metodo basato su una prova di trazione a caldo con velocità di applicazione della deformazione molto lenta ed eseguita ad alta temperatura (+650 °C) mediante la Figura 8 - Andamento della tenacità in zona fusa con trattamento minimo PWHT e min PWHT e SC quale viene misurata la RoA % (Reduction of Area), ovvero la strizione del provino, detta prova di Gleeble®, prova non standardizzata. Il criterio di accettabilità è stato definito con RoA ≥ 23%. I risultati di questa prova sono apparsi molto sensibili ad alcune variabili come la velocità di applicazione della deformazione o la necessità di eseguire la prova sottovuoto. Questi aspetti hanno reso possibile eseguire la prova unicamente nel laboratorio del Centro di Ricerca di Acelor Mittal Industeel. Il progetto di ricerca “Mini JIP” ha individuato i campi nei quali i parametri della prova Gleeble® possono essere estesi, permettendo l’utilizzo di macchine di trazione convenzionali e consentendo di ampliare il numero di laboratori in grado di poter eseguire la prova. La nuova procedura di esecuzione della prova a caldo verrà sottoposta all’approvazione API e ASME per standardizzarla. Air Liquide Welding Oerlikon ha introdotto nel proprio piano di controllo della qualità della produzione dei materiali industriali OE CROMO S225V e OP CROMO F537, sviluppati per questa specifica applicazione, la prova GDMS e Gleeble®. Questi prodotti di consumo soddisfano ampiamente i più stringenti requisiti tecnici richiesti dall’industria petrolchimica come Step Cooling Test, le caratteristiche meccaniche a temperatura ambiente ed ad alta temperatura, la tenacità a -30 °C, X-f e il PE ed i criteri relativi al Kf che alla prova di Gleeble®. Oltre 3000 t di materiale sono state validate tramite queste prove ed utilizzate nella costruzione di reattori per l’industria petrolchimica. Rivista Italiana della Saldatura - n. 5 - Settembre / Ottobre 2012 601 A. Bertoni e C. Chovet - Alcuni metodi per la valutazione della suscettibilità al fenomeno delle cricche da riscaldo (reheat cracking) della ZF... 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Metallurgista della saldatura e dei materiali base. È stato Responsabile del settore Sviluppo e Industrializzazione per la fabbricazione di elettrodi rivestiti. Attualmente Responsabile Air Liquide Welding del progetto materiali basso legati resistenti allo scorrimento a caldo - gamma al cromo. Responsabile Marketing Air Liquide Welding Italia per i prodotti di consumo processo arco sommerso. Autore di circa 15 articoli tecnici relativi alla metallurgia della saldatura e prodotti di consumo. 602 Rivista Italiana della Saldatura - n. 5 - Settembre / Ottobre 2012 Sistemi orbitali per tubi taglio + smusso + saldatura. > Una unica soluzione completa. saldatura: SERIE ORBIWELD TP AVC/OSC taglio e smusso: Saldatrici orbitali a testa aperta di nuova generazione. Lavorazioni con filo freddo e complete di controllo tensione d‘arco (AVC) e pendolamento (OSC). SERIE GF La nuova Serie GF fissa i punti di riferimento per le taglia tubi orbitali! 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Tricarico* Sommario / Summary L’innovazione dei materiali e dei loro processi di giunzione ha sempre svolto un ruolo fondamentale nell’evoluzione del settore dei trasporti in generale ed in quello aeronautico in particolare. Fattori primari per l’innovazione continua sono stati il miglioramento delle prestazioni dei materiali e dei processi parallelamente alla riduzione dei costi degli stessi. Le leghe di titanio, caratterizzate da elevate proprietà meccaniche e di resistenza alla corrosione, sono particolarmente interessanti per il settore aeronautico. La loro giunzione, a partire da lamiere di spessore uguale o differente, è prevalentemente effettuata con tecniche laser o ad arco. Utilizzando il solo processo laser, si applica una elevata quantità di energia in una zona molto limitata in un tempo molto breve, ottenendo una ridotta zona termicamente alterata. Con il secondo processo, invece, si applica una grande quantità di calore in una zona più estesa per un tempo più lungo, ottenendo una zona termicamente alterata più estesa. La combinazione del processo ad elevata densità di energia (laser) con quello ad elevato apporto energetico (saldatura MIG), ha dimostrato di migliorare gli effetti benefici di entrambi i processi (Key-hole, abilità di colmare i gap) pur limitando i loro inconvenienti (elevato gradiente termico, bassa resistenza meccanica). In questo lavoro, la saldatura ibrida laser-MIG è stata applicata a giunti a T a piena penetrazione in lega Ti-6Al-4V a partire da lamiere di 3 mm di spessore, utilizzando una specifica scarpetta di protezione del gas, dopo aver effettuato delle prove su giunti di testa della stessa lega. I principali fattori di valutazione sono stati la morfologia del cordone di saldatura e le considerazioni energetiche di giunzione. Innovation in materials and joining processes continues to play a key role in the evolution of the transport sector, in general, and in the aviation in particular. Important factors of innovation are the improvement in material and processes performances, coupled to the associated cost reduction. Titanium alloys, characterized by high mechanical properties and corrosion resistance, are particularly interesting for the aeronautical sector. Their joining, from metal sheets with equal or different thicknesses, is mainly carried out by using laser or arc welding techniques. With the laser process, a high amount of energy is applied in a very limited area for a very short time, resulting in a reduced heat affected zone. With the arc welding, a large amount of heat is applied in a larger area for a longer time, obtaining a more extended heat affected zone. The combination of the process with high energy density (laser) with the high energy contribute (MIG) has been shown to enhance the beneficial effects of both processes (key-hole, ability to bridge sheet gap) while limiting their drawbacks (high thermal gradient, low mechanical resistance). In this paper, the hybrid Laser-MIG welding of Ti-6Al-4V was investigated. The welded joints were obtained from with 3-mm thick sheets using the double fillet welded Tjoint. The main factors of evaluation were the morphology of the weld bead and energetic considerations. IIW Thesaurus Keywords: Aerospace; combined processes; laser welding; MIG welding; optimisation; penetration; process parameters; T joints; titanium alloys. * Dipartimento di Meccanica, Matematica e Management, Politecnico di Bari - Bari ** Consorzio CALEF, S.S. 106 Ionica, km 419+500, 75026 Rotondella - Matera Rivista Italiana della Saldatura - n. 5 - Settembre / Ottobre 2012 607 R. Spina et al. - Saldatura ibrida laser-MIG di giunti a T in lega di titanio 1. Introduzione Le industrie automobilistica, navale e aeronautica sono i settori industriali in cui l'adozione delle tecnologie innovative di saldatura è fondamentale per la competitività dei loro prodotti. Molti altri settori stanno attualmente valutando queste tecnologie come, ad esempio, il settore energetico e quello edilizio-architettonico. Tra le tecniche di saldatura innovative, quella laser è sempre più presa in considerazione in quanto le nuove sorgenti sono in continuo sviluppo e vengono introdotte sempre con maggiore frequenza sul mercato, consentendo un maggiore grado di automazione e costi di gestione più bassi. La sfida delle nuove tecnologie di giunzione è rivolta a sviluppare processi di saldatura così competitivi da sostituire le tecniche di giunzione convenzionali (ad esempio la rivettatura). Nel settore aeronautico, particolare attenzione è rivolta anche al largo uso del titanio e delle sue leghe. I vantaggi del titanio nelle applicazioni ingegneristiche sono ben noti, come l’elevata resistenza meccanica, la buona resistenza alla corrosione, il mantenimento delle prestazioni utili sino a circa 600 °C, la densità di circa il 60% inferiore a quella degli acciai e quasi il 60% superiore a quella delle leghe di alluminio. L'alto rapporto “buy-to-fly” associato ai componenti in lega di titanio ottenuti per lavorazione meccanica, in combinazione con le molte difficoltà di produzione ed i problemi di disponibilità più recenti, ha portato ad una forte spinta verso la fabbricazione di componenti in lega di titanio saldati con processi “near-net-shape”. Tuttavia le potenzialità di queste leghe sono state fortemente limitate dalla natura ciclica del mercato del settore aerospaziale, soggetto a cicli di 4-5 anni di alti e bassi, che fortemente riduce le iniziative atte a diminuire i costi di estrazione e trasformazione. Le particolari proprietà delle leghe di titanio richiedono inoltre tecnologie particolari per poter ottenere un elevato rapporto costo-efficacia nella produzione dei componenti. In questo lavoro è stata studiata l’applicazione della tecnologia ibrida laser-MIG nella giunzione di componenti in lega Ti-6Al-4V. I giunti saldati sono stati ottenuti da lastre con spessore di 5 mm per i giunti di testa e di 3 mm per i giunti a T. La qualità della saldatura è stata valutata attraverso l’analisi delle morfologie e sulla base delle considerazioni energetiche di giunzione. La saldatura ibrida laser-MIG è un processo di saldatura dei materiali metallici in cui si combina il fascio laser con la saldatura ad arco nello stesso bagno di fusione, come riportato da Victor (2011, [1]). Il concetto di saldatura ibrida è stato introdotto nel 1970 come "saldatura laser aumentata dall’arco" e al giorno d'oggi sta diventando molto interessante quando bisogna unire piastre di spessori elevati o quando possono essere utilizzate nuove sorgenti laser. Usualmente per il processo ibrido laser-MIG sono impiegati i laser di alta potenza in continuo, quali quelli a CO2 o quelli allo stato solido Nd:YAG; tuttavia, grazie al continuo progresso delle loro prestazioni, altre sorgenti allo stato solido quali fiber 608 Rivista Italiana della Saldatura - n. 5 - Settembre / Ottobre 2012 laser, disk laser e diode laser, sono sempre più utilizzati. Particolarmente interessante è la saldatura delle leghe di titanio. Queste leghe sono caratterizzate da elevate proprietà meccaniche ed elevata resistenza alla corrosione che le rendono molto interessanti per le applicazioni aeronautiche, aerospaziali e navali. Tuttavia, l’applicazione di queste leghe è limitata dalle difficoltà connesse alle operazioni di taglio, saldatura e trattamento termico, oltre che dall’alto costo delle leghe stesse. Ad esempio, una schermatura efficace del bagno di saldatura è essenziale per evitare l’alta reattività degli elementi alle alte temperature al contatto con l’atmosfera. Inoltre i processi di saldatura devono essere flessibili in modo da poter realizzare le giunzioni delle leghe di titanio con o senza filo d'apporto. La saldatura laser da sola è in grado di produrre giunzioni molto strette rispetto ad altre tecniche, con caratteristiche di resistenza meccanica dei giunti saldati equivalenti e talvolta superiori a quelle del materiale di base. Tuttavia, gli svantaggi, che limitano un più ampio utilizzo di questo processo, sono la capacità insufficiente di colmare il gap tra lembi da saldare e l’alta precisione di posizionamento richiesta. La combinazione della saldatura laser con il processo MIG ha dimostrato di risolvere gli inconvenienti della sola saldatura laser, pur mantenendo i vantaggi ed addirittura migliorando sia la velocità di saldatura che la profondità di penetrazione. 2. Setup sperimentale e metodi di analisi La descrizione della disposizione della stazione di saldatura ibrida laser-MIG e delle sue relazioni geometriche principali è essenziale prima di poter definire la procedura sperimentale per realizzare le saldature. La sorgente principale è costituita da una laser CO2 da 6 kW (El.En. C6000), accoppiato alla sorgente secondaria costituita da una macchina di saldatura MIG (ESAB Aristo LUD 450W in combinazione con l'unità spingi-filo MEK 4C). E’ stata adottata una disposizione in tandem delle due sorgenti in modo che ciascuna fonte di energia operasse in modo indipendente, generando un unico bagno di fusione. Il laser ha la funzione di creare la passata principale che viene riempita dalla saldatura MIG, realizzando la saldatura completa. I giunti di lega Ti-6Al-4V che sono stati realizzati mediante saldatura ibrida laser-MIG sono stati quelli in configurazione di testa, a partire da fogli di dimensioni 175 x 175 x 5 mm3 ed in configurazione a T da fogli di dimensioni 175 × 50 × 3 mm3. I lembi dei giunti sono stati preparati mediante fresatura iniziale per garantire un corretto accoppiamento, attaccati con acido per rimuovere le impurità ed il leggero strato di ossidazione ed infine sgrassati e puliti prima della saldatura stessa. Due punti di saldatura sono stati effettuati all'inizio e alla fine del giunto per assicurare un leggero assemblaggio meccanico e ridurre di conseguenza il rischio di aumento del gap causato dal disallineamento dei lembi durante il processo di saldatura. Il materiale di apporto utilizzato è stato un filo di lega Ti-6Al-4V di 1.14 mm di diametro, scelto per preservare le R. Spina et al. - Saldatura ibrida laser-MIG di giunti a T in lega di titanio Figura 1 - Configurazione della stazione ibrida laser-MIG proprietà meccaniche del materiale base. Quali gas di copertura, si sono utilizzati elio per la soppressione del plasma e per la protezione del bagno di fusione, facendolo flussare direttamente dalla torcia MIG ed argon che esce dalla scarpetta a rimorchio per evitare il contatto tra il bagno di saldatura e l'atmosfera, generando allo stesso tempo un flusso diffuso che acceleri la solidificazione stessa. La scelta del tipo di gas di protezione è stata valutata molto attentamente perché questi gas influenzano l’interazione tra fascio laser e caratteristiche dell'arco. Si possono difatti ottenere elevate velocità di saldatura se si utilizza elio al posto di argon, raggiungendo nel contempo profondità di penetrazione maggiori. Tuttavia, la stabilità dell'arco è più difficile da ottenere e la tendenza alla formazione degli spruzzi è elevata, come ripor- Figura 2 - Parametri di configurazione per il giunto a T tato da Chae et al. (2008, [2]). La Figura 1 mostra la configurazione della stazione ibrida laser-MIG dal punto di vista del piano XZ, insieme ai parametri geometrici della testa laser, torcia MIG e scarpetta del gas di protezione. La direzione della saldatura è coincidente con l'asse X positivo. L'angolo D definisce l'inclinazione dell'asse centrale della torcia MIG rispetto all'asse Z, asse a sua volta coincidente con l'asse centrale della testa laser. Il parametro SO definisce la distanza (stick-out) tra la punta di contatto della pistola MIG e lo spigolo del pezzo. Ulteriori parametri per la saldatura a T sono riportati nella Figura 2, dal punto di vista del piano YZ. Il giunto è posizionato con l'angoloE rispetto all'asse del fascio laser e poi bloccato prima di iniziare il processo di saldatura. Questa configurazione è stata indicata come 1F (saldatura ad angolo, in posizione piatta) per piastre/fogli secondo la designazione degli standard ANSI/AWS in funzione dell’angolo iniziale tra laser ed asse Z. La scelta della posizione 1F è necessaria quando si intende lasciare che la gravità spinga il metallo fuso verso la parte inferiore del giunto, rendendo la saldatura più facile e veloce. La posizione di saldatura 2F (saldatura ad angolo, in posizione orizzontale) infatti risulta essere di più difficile esecuzione, in quanto il metallo fuso tende a colare e/o Rivista Italiana della Saldatura - n. 5 - Settembre / Ottobre 2012 609 R. Spina et al. - Saldatura ibrida laser-MIG di giunti a T in lega di titanio m/min. Ulteriori parametri costanti sono stati lo stick-out SO (19 mm), Nome Abbreviazione Tipo Intervallo la durata del picco di corrente Tp Potenza PLaser Variabile 1500-2500 W (1.7 ms), la frequenza degli impulLaser si F (276 Hz), la tensione V (40 V) Posizione focale FSP Costante 0 mm e la corrente di base Ib (48 A). Tensione V Costante 40 V La modalità sinergica del MIG è Corrente di picco Ip Variabile 480 - 580 A stata disattivata per consentire la selezione del tempo di picco Tp. Costante 48 A Corrente di base Ib La corrente di picco Ip poteva invece Tempo di picco Tp Costante 1.70 ms assumere i valori di 480 e 580 A così MIG come la potenza del laser PLaser che Tempo di base Tb Costante 1.92 ms poteva variare tra 1500 e 2500 W. Frequenza F Costante 276 Hz Le portate dei gas di protezione sono state di 50 Nl/min di elio e Stick out SO Costante 16 mm 45 Nl/min di argon. 9HORFLWjGHOÀOR SWire Costante 5×103 mm/min La saldatura del giunto a T ha Velocità di saldatura SWelding Costante 2×103 mm/min anch’essa previsto una riduzione delle prove preliminari attraverso Comuni Costante 30-60 Nl/min Portata di elio QHe l’esecuzione della saldatura dei lati Portata di argon QAr Costante 20-60 Nl/min sinistro e destro con parametri di processo differenti. Al fine di eviPosizione del pezzo Costante 1F tare la possibile influenza termica Inclinazione del pezzo E Costante 45 degree tra le due passate di saldatura, si è atteso un tempo sufficientemente &RQÀJXUD]LRQH Laser\MIG offset LGO Costante 0 mm lungo, necessario a riportare alla Laser\MIG angolo Costante 48 degree D temperatura ambiente il giunto in tutte le regioni dopo la prima Laser\spigolo offset LCO Variabile 0-1 mm passata. I parametri di processo esaminati in questa configurazioscorrere sulla piastra orizzontale e, per tale motivo, non è ne sono legati alla sorgente laser, a quella MIG ed alla loro stata utilizzata durante le prove sperimentali. Il parametro interazione. I parametri di processo con il loro intervallo di variazione sono riportati nella Tabella 1. LCO definisce l'offset dello spot del fascio laser dallo spigoLa gamma di variazioni dei parametri di processo sono stati lo del pezzo, misurato lungo l'asse ausiliario W. direttamente ottenuti da studi precedenti degli stessi autori Lo spot del fascio laser è stato sempre focalizzato sulla trasu giunti di testa Ti-6Al-4V saldati con sistema ibrido laserversa del pezzo, indipendentemente dal valore LCO. MIG, come Brandizzi et al. (2011, [4]). Si ricordi che la giusta individuazione delle opportune comIn questa operazione preliminare, la valutazione della qualibinazioni dei parametri di saldatura che accoppiino in modo tà delle superfici di saldatura è stata eseguita mediante semsinergico ed efficiente il MIG pulsato con il fascio laser riplice ispezione visiva per rilevare i difetti superficiali, gli chiede tempo, ed è il risultato talvolta di un numero molto insufficienti riempimenti e gli spruzzi. Successivamente, le elevato di prove eseguite non sempre in modo sistematico, saldature a T sui due lati si sono eseguite con gli stessi paracome riportato da Subramanian et al. (1999, [3]). metri di processo. Per questo motivo, l'attività sperimentale ha previsto una prima fase preparatoria di studio dei parametri di processo 3. Analisi dei campioni rifusi e dei giunti di testa finalizzata al miglioramento della conoscenza sul processo ibrido laser-MIG per le leghe di titanio, eseguendo inizialmente la saldatura di giunti di testa ed in seguito applicando I campioni ottenuti con le prove preliminari di penetrazione, i risultati ottenuti alla configurazione del giunto a T. utilizzando la sola sorgente laser, presentano evidenti inciLa saldatura di testa è stata effettuata con l’obiettivo di vesioni marginali, sia in superficie che alla radice della saldarificare la condizione di lavoro del sistema ibrido laser-MIG tura, che possono determinare la concentrazione delle sollee quindi di analizzare gli effetti sul processo di saldatura di citazioni durante il funzionamento in esercizio del giunto e ulteriori parametri e della configurazione a T. Per ridurre rappresentano cause potenziali di rottura per la formazione il numero di campioni da eseguire, le prove di rifusione si di cricche. Le prove preliminari di penetrazione, tramite il sono effettuate mantenendo la velocità di saldatura SWelding sistema ibrido laser-MIG, hanno invece permesso di ottenere un cordone più uniforme e stabile in superficie. costante e pari a 2.0 m/min ed la velocità del filo SWire a 4.0 TABELLA 1 - Parametri di processo 610 Rivista Italiana della Saldatura - n. 5 - Settembre / Ottobre 2012 R. Spina et al. - Saldatura ibrida laser-MIG di giunti a T in lega di titanio La diminuzione della distanza tra sorgente laser e posizione del filo della torcia (distanza laser–MIG) non ha avuto particolare influenza sulla geometria del cordone. Tuttavia la sua riduzione ha permesso di ottenere un infittimento delle gocce e la diminuzione delle incisioni marginali alla radice. I risultati delle prove di rifusione (vista superiore e sezione trasversale del cordone) sono riportati nella Figura 3, dove si evidenzia che l’aumento della potenza laser da 1750 a 2250 W determina un aumento dell’altezza e della larghezza del cordone di saldatura così come dell’area fusa. Anche la profondità di penetrazione (altezza meno sormonto in testa) aumenta con l’aumentare della potenza in quanto il valore del sormonto in testa rimane pressoché costante e pari a 0.81 mm. L’aumento del sola intensità di corrente Ip al valore di 580 A, come riportato nella Figura 4, determina un aumento dell’altezza del cordone di saldatura a scapito della larghezza. L’area fusa tende sostanzialmente a rimanere costante. La potenza laser impostata è però più elevata, variando tra 2000 e 2500 W. Questa maggiore potenza laser, accoppiata alla potenza MIG disponibile, fornisce più energia che tende ad andare in profondità nel giunto. Questo è evidenziato dalla presenza dei sormonti a radice che iniziano a diventare più evidenti, raggiungendo valori di 0.19 mm. I valori del sormonto in testa rimangono pressoché costanti. Tuttavia, questa condizione causa una forte instabilità del bagno fuso alla potenza laser più elevata, come evidenziato dalla presenza di spruzzi in quantità ed in dimensioni non trascurabili. Dall’analisi dei risultati ottenuti dalla prove di rifusione, appare evidente che la maggiore potenza MIG è consigliabile per aumentare la profondità di penetrazione, sino a che la potenza laser non diventa troppo alta. In caso contrario la qualità della saldatura peggiora. Questo dato viene inoltre confermato dalle interessanti considerazioni che scaturiscono dall’analisi della potenza totale di saldatura, come risultato dell’interazione tra il fascio laser e l’arco MIG. La Figura 5 riporta i grafici delle potenze laser e MIG rilevate nelle prove di penetrazione con intensità di corrente Ip di 480 A. La potenza totale è la somma della potenza laser e della potenza MIG, entrambe rilevate. Si evidenzia come l’aumento di potenza laser impostata determini un aumento della potenza totale rilevata, come ci si aspetterebbe. Tuttavia, se si analizza il dato dal punto di vista del contributo percentuale della potenza laser rilevata sulla potenza totale si nota che al di sopra del valore di 2000 W il contributo della potenza laser diminuisce, evidenziando un maggiore contributo della potenza MIG rilevata. Figura 3 - Prove di rifusione con Ip = 480 A Rivista Italiana della Saldatura - n. 5 - Settembre / Ottobre 2012 611 R. Spina et al. - Saldatura ibrida laser-MIG di giunti a T in lega di titanio Figura 4 - Prove di rifusione con Ip = 580 A Figura 5 - Potenza totale e MIG rilevate con Ip = 480 A 612 Rivista Italiana della Saldatura - n. 5 - Settembre / Ottobre 2012 Figura 6 - Potenza totale e MIG rilevate con Ip = 580 A R. Spina et al. - Saldatura ibrida laser-MIG di giunti a T in lega di titanio 7, dove sono presenti tre sezioni estratte dal cordone di saldatura per verificare la stabilità del processo. Si può notare come la saldatura risulti eccellente con assenza di schizzi ed incisioni marginali, a conferma della bontà dei parametri ottenuti nelle prove di rifusione. Il processo è inoltre molto stabile, visto che la larghezza e l’altezza del cordone hanno una bassa variabilità così come l’area fusa. I risultati sono concordi con quelli ottenuti dalle prove di rifusione, con un certo incremento della profondità a scapito della larghezza del cordone. 4. Analisi dei giunti a T Figura 7 - Saldatura di testa con PLaser di 2250 W e Ip = 580 A La variazione di potenza laser quindi influenza la potenza MIG fornita effettivamente al giunto, anche se i parametri impostati al sistema MIG sono costanti. Il dato si inverte nel caso di prove di penetrazione con intensità di corrente Ip di 580 A, come evidenziato dalla Figura 6. In questo caso, l’aumento di potenza laser impostata causa l’incremento di potenza MIG rilevata sino al valore di 2250 W. Dopo questo valore, l’aumento della potenza laser provoca una diminuzione della potenza MIG fornita al giunto, a favore del contributo percentuale del fascio laser. Inoltre la potenza totale rilevata si riduce. Partendo dai risultati delle prove di rifusione, si è proceduto ad effettuare le prove di saldatura di testa. I parametri utilizzati sono stati quelli relativi all’intensità di corrente Ip di 580 A e potenza laser pari a 2250 W. I risultati della saldatura di testa realizzati sono riportati nella Figura I giunti realizzati durante l'attività sperimentale sono stati tutti sottoposti a controllo visivo prima di procedere ad ulteriori misurazioni. Il controllo visivo ha avuto luogo prima, durante e dopo la saldatura. I giunti che hanno mostrato evidenti difetti superficiali e geometrici non sono stati sottoposti all’analisi morfologica. Per poter estendere l’analisi dei giunti di testa ai giunti a T, è stato necessario valutare alcuni parametri introdotti dalla particolare configurazione del giunto quale l’angolo di inclinazioneE per la configurazione 1F e la distanza LCO tra lo spot laser e lo spigolo del giunto. I parametri di processo utilizzati sono stati gli stessi di quelli ottenuti per la saldatura di testa. Una più dettagliata trattazione di come i parametri di processo mantenuti costanti siano stati scelti è stata fatta da Spina et al. (2012, [5]). L’angolo di inclinazione E è stato variato tra 45° e 60°. Questo parametro influenza direttamente la morfologia e le dimensioni del cordone di saldatura. La Figura 8 mostra l'aspetto di saldatura e le relative macrografie nelle configurazioni con i due valori dell’angolo. I risultati riportati nella stessa figura evidenziano che l'aumento dell’angolo E ha avuto limitati effetti sull’area fusa e sulla larghezza del cordone mentre è risultata più importante l’influenza sulla profondità Rivista Italiana della Saldatura - n. 5 - Settembre / Ottobre 2012 613 R. Spina et al. - Saldatura ibrida laser-MIG di giunti a T in lega di titanio Figura 8 - Saldatura a T con E variabile Figura 9 - Saldatura a T con LCO variabile 614 Rivista Italiana della Saldatura - n. 5 - Settembre / Ottobre 2012 R. Spina et al. - Saldatura ibrida laser-MIG di giunti a T in lega di titanio Figura 10 - Saldatura a T con PLaser variabile di penetrazione, che aumenta con l’aumentare dell’angolo. Sulla base di questi risultati, la successiva sperimentazione è stata condotta conE di 60°. La distanza laser\spigolo LCO è stata variata tra 0 e 1 mm. La Figura 9 mostra l'aspetto della saldatura e le relative macrografie nelle configurazioni con i due valori di distanza. L'effetto del parametro LCO sulla morfologia della saldatura è riportato nella stessa figura, in cui si nota l’incremento dell’area fusa ed il leggero aumento della larghezza e dell’altezza di penetrazione. Si noti inoltre come larghezza ed altezza tendono ad avere quasi lo stesso valore, evidenziando una trasferimento del calore uniforme lungo le direzioni longitudinale e perpendicolare all’asse di saldatura. Questo aumento di area fusa a parità di larghezza e lunghezza del cordone è stato giustificato, ipotizzando la riduzione del calore trasmesso per conduzione con l’allontanamento dallo spigolo. Per questo motivo, la distanza LCO è stata fissata a 1 mm. Una volta individuati i valori di questi parametri, tipici della configurazione del giunto a T, si è proceduto alla sperimentazione con i parametri individuati dalle prove sulle saldature di testa. La potenza laser è stata variata tra 1500 e 2250 W, mantenendo fisso il valore di intensità di corrente IP a 580 A. La Figura 10 mostra le macrografie delle sezioni saldate, realizzate con diversi valori della potenza laser ed i risultati delle misure dei principali parametri. La diminuzione della potenza del laser da 2000 W a 1750 W ha causato, Rivista Italiana della Saldatura - n. 5 - Settembre / Ottobre 2012 615 R. Spina et al. - Saldatura ibrida laser-MIG di giunti a T in lega di titanio totale che della potenza MIG. Il fenomeno è quindi lo stesso di quello rilevato per le saldature di testa e riportato nella Figura 6, anche se i livelli di potenza totale sono leggermente più bassi e il fenomeno si attiva a livelli di potenza laser più alta. 5. Conclusioni Figura 11 - Potenza totale e MIG rilevate con Ip = 580 A come previsto, la diminuzione della altezza e dell’area fusa, mentre la larghezza di saldatura rimane pressoché costante. L’ulteriore riduzione di potenza laser non ha avuto grandi influenze. Pertanto si è deciso di adottare i valori di potenza da 2000 W in su, che garantiscono la maggiore profondità di penetrazione. Anche per il processo di saldatura del giunto a T si è effettuata una analisi della potenza totale, come evidenziato dalla Figura 11. La potenza MIG cresce continuamente sino a quando il valore di potenza laser imposta è di 2000 W, rimanendo stabile dopo questo valore, nonostante l’incremento della potenza laser. La potenza totale continua ad aumentare con quella laser, sino a raggiungere il valore massimo di 11000 W, ottenuto per un valore di potenza laser imposta di 2500 W. Un ulteriore incremento della potenza laser al valore di 2750 W causa la riduzione sia della potenza 616 Rivista Italiana della Saldatura - n. 5 - Settembre / Ottobre 2012 Il processo di saldatura ibrido laser-MIG applicato alle leghe di titanio ha rivelato una grande stabilità, ripetibilità e continuità nelle prestazioni fornite. Il percorso seguito durante la sperimentazione ha evidenziato che, partendo dalle prove di rifusione, è possibile identificare i parametri di processo più adatti per la realizzazione delle prove di saldatura di testa ed in seguito per i giunti a T. I giunti realizzati hanno messo in evidenza un cordone caratterizzato da assenza di porosità e di incisioni marginali. Nel caso dei giunti di testa, si è riusciti ad ottenere la completa penetrazione su lamiere di 5 mm di spessore, mentre nei giunti a T si si sono ottenuti la buona sovrapposizione delle passate di saldatura per lamiere di spessore di 3 mm. Dal punto di vista energetico, si evidenzia la convenienza di operare con alte energie sia del fascio laser che della sorgente MIG, ma senza raggiungere livelli di potenza totale imposta troppo elevati. In caso contrario si instaura nel bagno di saldatura una forte instabilità che, dal punto di vista estetico, determina l'eccessiva formazione degli spruzzi mentre, dal punto di vista energetico, causa la riduzione della potenza registrata all’aumentare della potenza imposta. Questo fenomeno mette in evidenza che la potenza laser e la potenza MIG nel sistema ibrido non si sommano ma operano in modo sinergico entro certi limiti, superati i quali le due sorgenti si disturbano a vicenda. Questo fenomeno merita ulteriori approfondimenti. Ringraziamenti Questo lavoro è stato parzialmente finanziato dal MIUR (Progetto MAC – Nuove metodologie di processo e materiali avanzati per la cantieristica da diporto) e dalla Regione Puglia (TRASFORMA). Gli autori desiderano ringraziare Roberto De Bonis (Consorzio CALEF) and Enzo Putignano (Consorzio CALEF) per il loro prezioso contributo durante l’attività sperimentale. R. Spina et al. - Saldatura ibrida laser-MIG di giunti a T in lega di titanio %ibliograÀa [1] [2] [3] [4] [5] Victor B.M., [Hybrid Laser Arc Welding], ASM Handbook, Volume 6A, Welding Fundamentals and Processes, 321-328 (2011). Chae H.-B., Kim C.-H., Kim J.-H., Rhee S., “The effect of shielding gas composition in CO2 laser - gas metal arc hybrid welding”, J. of Engineering Manufacture, 1315-1324 (2008). Subramanian S., White D. R., Jones J. E. and Lyons D. W., “Experimental Approach to Selection of Pulsing Parameters in Pulsed GMAW”, Welding Journal, 166-172 (1999). Brandizzi M., Satriano A. A., Tricarico L., “CO2 laser - MIG hybrid welding of titanum alloy”, Advanced Materials Research, 264-265:1270-1280 (2011). Spina R., Sorgente D., Palumbo G., Scintilla L. D., Brandizzi M., Satriano A. A., Tricarico L., “T-joints of Ti alloys with hybrid laser-MIG welding: Macro-graphic and micro-hardness analyses”, Proceedings of SPIE - The International Society for Optical Engineering, 8239 , art. no. 82390C (2012). Roberto SPINA, Professore Associato confermato in “Tecnologia e Sistemi di Lavorazione” presso il Politecnico di Bari dal Settembre 1999. Svolge le sue attività di ricerca nel settore delle tecnologie e dei sistemi di produzione fin dal 1996. Durante le sue attività di ricerca, ha pubblicato più di 70 memorie in riviste nazionali ed internazionali con referee, libri e conferenze. Le sua attività di ricerca si concentra sulle tematiche relative alle tecnologie di trasformazione dei materiali polimerici, stampaggio ad iniezione di termoplastici, lavorazioni laser, ottimizzazione e pianificazione dei sistemi di produzione. Donato SORGENTE, Ricercatore Universitario in “Tecnologie e Sistemi di Lavorazione” presso il Politecnico di Bari. Consegue, nel Marzo 2007, il titolo di Dottore di Ricerca in “Sistemi Avanzati di Produzione”. Lavora, fino ad Ottobre 2007, presso i laboratori del Dipartimento di Ingegneria Meccanica e Gestionale del Politecnico di Bari, come titolare di contratti di collaborazione. Da Ottobre 2007 a Marzo 2008 lavora presso la sede di Valenzano (BA) del Centro Ricerche FIAT, svolgendo attività inserite nella business line “Advanced Manufacturing & Materials”. Da Marzo 2008 ad oggi svolge attività di ricerca presso il Politecnico di Bari nell’ambito di progetti di ricerca cofinanziati da enti pubblici ed aziende private. Le attività di ricerca si sono principalmente focalizzate sull’ottimizzazione dei processi produttivi con particolare attenzione alle lavorazioni dei materiali metallici. Luigi TRICARICO, Professore ordinario in “Tecnologie e Sistemi di Lavorazione”. In servizio presso il Politecnico di Bari, dove svolge attività didattica e di ricerca nell’ambito delle tecnologie meccaniche. Autore, dal 1984 ad oggi, di oltre 100 lavori scientifici pubblicati in sede nazionale ed internazionale, in settori di ricerca vicini alla caratterizzazione meccanica e tecnologica dei materiali e alle lavorazioni non convenzionali. Attualmente è responsabile di progetti di ricerca sulla progettazione e ottimizzazione con tecniche numeriche sperimentali di tecnologie di formatura in campo plastico e superplastico, di lavorazioni di taglio e saldatura con fascio laser, di materiali avanzati e tecnologie innovative. Marco BRANDIZZI, Direttore del Consorzio CALEF. Laureato in Ingegneria Meccanica nel 1989, è stato sperimentatore presso RTM (1989) e ricercatore presso il CRF (1990) nel campo delle applicazioni laser. Nel 1993 è stato responsabile del Centro Laser del CRF, conducendo anche corsi di formazione sulle tecnologie laser e dal 1994 è responsabile di progetti per lo sviluppo e l’applicazione di tecnologie innovative nelle aree di meccanica, carrozzeria e componentistica automotive. Dal 1998 è stato coordinatore e responsabile CRF e CALEF di numerosi progetti nazionali ed europei in vari settori industriali (automobilistico, aeronautico e navale). Autore di oltre 20 lavori scientifici e relatore industriale di oltre 40 tesi di laurea. Annunziata Anna SATRIANO, laureata in Ingegneria Meccanica presso il Politecnico di Bari con tesi di laurea in tecnologie speciali dal titolo “Approccio numerico sperimentale per la caratterizzazione delle lamiere saldate al fascio laser” nel 1998. Nel 1999 stage in attività sperimentale sulle tecnologie laser e sullo sviluppo componenti iniezione presso il Centro Ricerche Fiat. Da fine 1999 dipendente CRF Powertrain Research & Technology, dal 2008 dipendente ELASIS Manufacturing & Processes, distaccata presso il Consorzio CALEF, dove ha svolto attività di ricerca sulle tecnologie laser. E’ coinventore europeo con 14 brevetti nel settore automotive di cui alcuni estesi anche in altri paesi. Relatrice industriale di alcune tesi di laurea in tecnologie speciali. Attualmente è dipendente di Fiat Group Automobiles S.p.A. - Manufacturing Engineering, nella sede di Pomigliano d’Arco (NA). Rivista Italiana della Saldatura - n. 5 - Settembre / Ottobre 2012 617 TECNOLOGIE PER L’INNOVAZIONE MECSPE EUROSTAMPI PLASTIXEXPO TRATTAMENTI & FINITURE SUBFORNITURA MOTEK ITALY CONTROL ITALY LOGISTICA Recenti sviluppi della RBI - Risk Based Inspection dell’American Petroleum Institute: l’integrazione con la tecnologia del Fitness For Service per il calcolo della probabilità di rilascio S. Pinca * 1. Introduzione Nel campo della gestione degli impianti di processo, la tecnologia della programmazione delle verifiche ispettive delle attrezzature in pressione, basata sul rischio (RBI – Risk Based Inspection) è di fatto una “buona prassi” consolidata o meglio, in considerazione della sua diffusione globale, una “Best Practice” che trova credito anche presso gli organismi di controllo [1]. La tecnologia sviluppata dall’American Petroleum Institute (API) e procedurata nelle pratiche raccomandate API RP 580 [2] e API RP 581 [3], è considerata lo standard non soltanto per processi di raffinazione del petrolio, ma anche per impianti del settore petrolchimico e chimico. Il successo e la considerazione di cui gode la tecnologia API-RBI è senza dubbio conseguente alle modalità con cui l’Istituto normatore americano ha sviluppato il progetto e gestito le implementazioni della procedura, mediante un processo di rinnovamento continuo. * Sommario / Summary La tecnologia RBI (Risk Based Inspection) dell’American Petroleum Institute è uno strumento di gestione sottoposto ad un continuo processo di rinnovamento e sviluppo. Nell’articolo è esposta l’ultima proposta di revisione della valutazione della probabilità di rilascio che integra le procedure di calcolo sviluppate nell’ambito delle valutazioni affidabilistiche del Fitness For Service. The Risk Based Inspection Technology worked out by the American Petroleum Institute is a management tool subjected to a continuous process of renewal and development. This article exposes the latest proposed revision of the likelihood of failure assessment that integrates the calculation procedures developed in the context of reliability assessments as Fitness For Service. IIW Thesaurus Keywords: API; corrosion; development; fitness for purpose; mathematical models; risk evaluation; risk-based inspection; statistical methods. IIS SERVICE dell’Istituto Italiano della Saldatura, Genova Rivista Italiana della Saldatura - n. 5 - Settembre / Ottobre 2012 619 S. Pinca - Recenti sviluppi della RBI - Risk Based Inspection dell’American Petroleum Institute: l’integrazione con la tecnologia del FFS... 2. Il “background” della tecnologia API-RBI La tecnologia della Risk Based Inspection dell’API nasce nel 1994 come progetto di ricerca industriale (JIP – Joint Industrial Project), sponsorizzato da 16 società o compagnie petrolifere americane, coordinato dall’Istituto americano, garante della sua pubblica divulgazione. Il progetto ha lo scopo di definire una procedura che utilizza la valutazione del rischio quale criterio per la definizione delle priorità degli interventi di ispezione e verifica dello stato di conservazione delle attrezzature a pressione, nell’ottica del mantenimento di un adeguato livello di sicurezza e dell’ottimizzazione delle risorse per l’ispezione e per la manutenzione degli strumenti di produzione (impianti). È del maggio 1996 la pubblicazione del primo documento [4], in forma di procedura operativa, per il calcolo del rischio e per la definizione del piano di ispezione che, prima di completare l’iter di approvazione formale conclusosi nel 2000 [5], è stato sottoposto per un periodo quadriennale ad una fase di applicazioni sperimentali. La constatazione che la pubblicazione della procedura operativa precede il documento API RP 580 [6], relativo ai principi, agli indirizzi ed ai requisiti dell’analisi RBI, è in qualche modo rivelatore dell’approccio empirico che gli americani hanno dato al progetto. Sin dalle prime applicazioni è stata evidenziata la necessità di disporre di un adeguato strumento informatico dedicato (software) per l’esecuzione delle valutazioni, non solo per la complessità degli algoritmi di calcolo, ma anche per l’estensione in termini di numero di attrezzature in pressione, che un’applicazione industriale comporta. L’impostazione del progetto prevede un processo di aggiornamento continuo della procedura attraverso la condivisione delle esperienze applicative del gruppo degli utilizzatori (di cui il Gruppo Istituto Italiano della Saldatura è membro dal 2001) e degli sviluppi tecnologici delle discipline correlate, che determina l’emissione ciclica di nuove edizioni del documento API RP 581 [3], [4], [5]. 3. Gli sviluppi futuri Una delle implementazioni che troverà compimento nella prossima edizione della procedura RP 581, è costituita dall’introduzione, nel calcolo della probabilità di rilascio per danneggiamenti da corrosione localizzata, della formulazione del fattore di resistenza residua o RSF (Remaining Strength Factor) sviluppato dalle valutazioni FFS – Fitness For Service [6], con trattazione stocastica delle variabili di governo. Nel seguito si cercherà di illustrare la metodologia di calcolo che ha portato alla proposta di revisione degli algoritmi semplificati della procedura API RP 581. La discussione dei dettagli tecnici e la dimostrazione di tali algoritmi sarà documentata da una pubblicazione del Welding Research Council di prossima emissione [7], che costituirà il supporto tecnico della stessa nuova procedura API RP 581. 620 Rivista Italiana della Saldatura - n. 5 - Settembre / Ottobre 2012 4. DeÀnizione della probabilità di rilascio e del fattore di danno per corrosione In accordo al documento API RP 581 del 2008 [3], la probabilità di rilascio Pf(t) è definita mediante la seguente semplice formulazione: Pf (t) = gff . Df (t) . FMS Dove: gff frequenza generica del rilascio [eventi/anno]; Df fattore adimensionale di danno; FMS fattore adimensionale di valutazione del sistema di gestione. Un database di frequenze generiche di accadimento è fornito dal documento API 581 con valori variabili, in ordine di grandezza, tra 10-4 e 10-5 eventi/anno, differenziati per tipologia di componente e scenario di rilascio (dal rilascio da piccola perdita assimilabile ad un foro di diametro pari a ¼”, sino al collasso dell’intero componente). Il fattore di danno per meccanismo di corrosione, è dato anch’esso in forma tabellare in funzione della percentuale stimata di perdita dello spessore di parete (Rateo di corrosione x Tempo / Spessore). I valori del fattore di danno sono stati derivati da una elaborazione numerica sviluppata secondo i seguenti punti: r definizione di un modello di danneggiamento che descriva lo stato limite per assottigliamento della parete di contenimento del recipiente; r descrizione statistica delle variabili in ingresso; r definizione del metodo di aggiornamento della conoscenza dello stato del danneggimento attraverso interventi di ispezione diretta, mediante l’applicazione del teorema di Bayes; r determinazione della probabilità di rilascio; r calcolo del fattore di danno in relazione alle frequenze generiche di accadimento considerate. Tale impostazione metodologica, sviluppata per la stesura dell’attuale edizione del documento API RP 581, è stata utilizzata per la proposta di revisione del calcolo della probabilità del rilascio, variando le assunzioni e le scelte operate su ogni punto. 5. Modello di danneggiamento e funzione di stato limite La funzione di stato limite per un recipiente soggetto a collasso indotto da meccanismi di corrosione (assottigliamento della parete di contenimento) è definibile nella seguente formulazione: G(t) = R(t) - L Dove: L è il carico (pressione); R(t) è la resistenza. S. Pinca - Recenti sviluppi della RBI - Risk Based Inspection dell’American Petroleum Institute: l’integrazione con la tecnologia del FFS... Il modello di danneggiamento adottato per l’attuale edizione API RP 581 è descritto mediante una funzione di stato limite al colasso plastico per recipienti cilindrici di piccolo spessore: Dove: Sf 'W(t) Winit OD P è la tensione di collasso plastico; è la perdita di spessore all’istante t; è lo spessore iniziale; è il diametro esterno; è la pressione. L’assunzione di tale modello mostra evidenti limiti di rappresentatività per le geometrie diverse da quella cilindrica, o per recipienti di elevato spessore, o per fenomeni di corrosione localizzata. Pertanto i miglioramenti proposti con la nuova procedura consistono nell’adozione delle funzioni di stato limite con riferimento al fattore di resistenza residua (RSF – Remaining Strengh Factor) definito nelle procedure FFS (Fitness for Service) per la modellazione di corrosioni localizzate e pitting in accordo al documento API 579-1/ASME FFS-1 [6] dove il termine relativo ai carichi (L) è posto pari alla pressione, mentre il termine relativo alla resistenza è definito mediante le seguenti formulazioni: Per geometria cilindrica Per geometria sferica Dove: Dove: Vys Vuts R0init Winit Ciej Coek t 'tji 'tko è la tensione di snervamento; è la tensione ultima a rottura; è il diametro esterno iniziale; è lo spessore di parete iniziale o all’inizio del periodo di valutazione; è il j-esimo rateo equivalente di corrosione interna; è il k-esimo rateo equivalente di corrosione esterna; è il tempo della valutazione; è il j-esimo incremento temporale corrispondente a: Ciej , 6j 'tji = t; è il k-esimo incremento temporale corrispondente a: Coek , 6k 'tko = t; e dove il fattore di resistenza residua è così formulato: in cui RLT è il fattore di spessore rimanente, funzione della perdita di spessore per corrosione nelle aree circostanti la corrosione localizzata ed Mt è il fattore di Folias basato sull’estensione longitudinale della corrosione localizzata, anch’esso dipendente dal tempo. Per la formulazione di tali parametri si rimanda al documento API 579-1/ASME FFS-1 [6]. 6. Distribuzione statistica delle variabili indipendenti In relazione alla trattazione stocastica del problema, le variabili di governo sono suddivise in quattro raggruppamenti e per ognuna è raccomandata una distribuzione di probabilità come riportato nella Tabella 1. Rispetto all’impostazione del documento RP 581 del 2008, nella nuova procedura anche le caratteristiche geometriche del componente sono considerate variabili aleatorie ed inoltre nuove variabili sono introdotte per la descrizione del meccanismo di danno per corrosione localizzata. 7. L’aggiornamento del rateo di danneggiamento mediante il teorema di Bayes Per acciai ferritici Per acciai austenitici Il principio fondante la tecnologia RBI per cui l’esecuzione di interventi di ispezione mediante misurazioni e tecniche di controllo non distruttivo costituisce l’azione di mitigazione della probabilità e quindi del rischio, è il risultato dell’applicazione del teorema di Bayes della probabilità delle cause. Nel caso della valutazione del danneggiamento per corrosione, il rateo di corrosione è aggiornato in base alla conoscenza acquisita mediate periodiche ispezioni utilizzando il Teorema di Bayes nel continuo. Rivista Italiana della Saldatura - n. 5 - Settembre / Ottobre 2012 621 S. Pinca - Recenti sviluppi della RBI - Risk Based Inspection dell’American Petroleum Institute: l’integrazione con la tecnologia del FFS... TABELLA 1 - Caratterizzazione statistica delle variabili indipendenti Caratteristiche meccaniche del materiale Tensione di snervamento Vys Materiale Valore nominale Media &RHIÀFLHQWHGL variazione (COV) Distribuzione $FFLDLRDOFDUERQLR Snervamento (ys) 1.13 ys 0.08 Lognormale $FFLDLRLQRVVLGDELOHDXVWHQLWLFR Snervamento (ys) 12.6 ys 0.15 Lognormale Tensione ultima a rottura Vuts Materiale Valore nominale Media COV Distribuzione $FFLDLRDOFDUERQLR Rottura (UTS) 1.15 UTS 0.06 Lognormale $FFLDLRLQRVVLGDELOHDXVWHQLWLFR Rottura (UTS) 1.13 UTS 0.06 Lognormale Dimensione Media COV Distribuzione Diametro esterno iniziale R0init Valore nominale 0.05 Lognormale Spessore iniziale di parete Winit Valore nominale 0.05 Lognormale Geometria del componente Meccanismo di danno (corrosione) 5DWHRGLFRUURVLRQH Distribuzione 5DWHRGLFRUURVLRQHLQWHUQDJHQHUDOL]]DWD equivalente Cie La distribuzione può essere ottenuta mediante aggiornamento bayesiano. La distribuzione a priori o marginale può essere assunta Lognormale o Beta, in assenza di dati. 5DWHRGLFRUURVLRQHHVWHUQDJHQHUDOL]]DWD equivalente Coe La distribuzione può essere ottenuta mediante aggiornamento bayesiano. La distribuzione a priori o marginale può essere assunta Lognormale o Beta, in assenza di dati. 5DWHRGLFRUURVLRQHORFDOL]]DWDHTXLYDOHQWHLQ profondità CLTnmax La distribuzione può essere ottenuta mediante aggiornamento bayesiano. La distribuzione a priori o marginale può essere assunta di Tipo II o Beta, in assenza di dati.. 5DWHRGLFRUURVLRQHORFDOL]]DWDHTXLYDOHQWHLQ lunghezza CLTnlength La distribuzione può essere ottenuta mediante aggiornamento bayesiano. La distribuzione a priori o marginale può essere assunta Lognormale o Beta, in assenza di dati. Storia operativa &DULFKLDSSOLFDWL 622 Distribuzione Pressione L Ë UDFFRPDQGDWD XQD GLVWULEX]LRQH Lognormale per la massima SUHVVLRQHDQQXDOHFRQPHGLDSDULDOYDORUHGLSURJHWWRH COV = 0.05. 7HPSHUDWXUDGLHVHUFL]LR Ë WUDWWDWD FRPH XQD FRVWDQWH 1RQ DSSDUH HVSOLFLWDPHQWH QHOOD IXQ]LRQH GL VWDWR OLPLWH WXWWDYLD LO VXR UXROR VL ULÁHWWH VXOOH FDUDWWHULVWLFKH PHFFDQLFKH GHO PDWHULDOH H VXO PHFFDQLVPR GL FRUURVLRQH1HLFDVLLQFXLLOYDORUHGHOODWHPSHUDWXUDVLGLVFRVWD GDOOD FRQGL]LRQH DPELHQWH OH FDUDWWHULVWLFKH PHFFDQLFKH HG L UDWHLGLFRUURVLRQHSRVVRQRHVVHUHFRUUHWWLPHGLDQWHXQIDWWRUH PROWLSOLFDWLYRIXQ]LRQHGHOODWHPSHUDWXUD Rivista Italiana della Saldatura - n. 5 - Settembre / Ottobre 2012 S. Pinca - Recenti sviluppi della RBI - Risk Based Inspection dell’American Petroleum Institute: l’integrazione con la tecnologia del FFS... Possono essere distinti tre componenti coinvolti nel processo: r r r La conoscenza a priori del rateo di corrosione, basata su valutazioni di esperienza. L’efficacia dell’ispezione intesa quale misura dell’abilità di rilevare il danneggiamento ricercato e definita in base ad un modello matematico dell’accuratezza della misura dello spessore, dal quale è stata derivata la probabilità condizionata della misura della perdita di spessore rispetto al reale rateo di corrosione. I dati delle ispezioni, espressi in termine di misura della perdita di spessore riferita ad un certo periodo di esercizio. Sebbene la base teorica per la definizione degli algoritmi di calcolo della procedura di calcolo dell’edizione 2008 sia la medesima, nella nuova proposta il metodo discreto, riferito a 3 possibili casi, è sostituito dalla trattazione in continuo mediante le funzioni di distribuzione, attraverso la seguente formulazione bayesiana: 8. Determinazione della probabilità di rottura La probabilità di rottura o meglio di perdita di integrità della parete di contenimento per effetto della corrosione, è definita come la probabilità che la funzione di stato limite sia inferiore al valore 0, ovvero: Pf(t) = P(G(t) < 0) = P(R(t) < L) Nella nuova impostazione tale probabilità non è più la probabilità condizionata ad un determinato stato di danno, derivante appunto dall’applicazione del metodo discreto, riferito a 3 possibili casi, ma la probabilità riferita a tutti i possibili stati di danno (metodo continuo). Per l’impossibilità di raggiungere la soluzione del problema per via analitica, si è fatto ricorso al metodo affidabilistico del primo ordine (FORM – First Order Reliability Method) oppure alla simulazione mediante la “sempreverde” tecnica Montecarlo. 9. Calcolo del fattore di danno Volendo quindi ricondursi alla medesima formulazione per le valutazioni RBI illustrata al Paragrafo 4, il fattore di danno per corrosione è stato dedotto mediante la seguente relazione: La finalità di quest’ultimo passaggio risiede nella volontà di produrre una procedura operativa sufficientemente semplice per un utilizzatore medio della tecnologia RBI, abituato alla definzione dei fattori di danno mediante consultazione su tabelle. Pertanto nella nuova edizione del documento RP 581 sarà presentato un set di tabelle per la definizione del fattore di danno per corrosione in funzione di quel gruppo di parametri che un’analisi di sensibilità ha identificato più determinanti sul risultato. In particolare: Dove: r è la funzione di densità di probabilità a posteriori del rateo di corrosione Ce, date N misurazioni indipendenti di perdita di spessore = ('y1, 'y2,… 'yN); è la funzione di densità di probabilità a priori del rateo di corrosione Ce; è la funzione di densità di probabilità condizionata congiunta di N misurazioni indipendenti di perdita di spessore sul reale rateo di corrosione ce. r r il parametro Ar/t ovvero il parametro che fornisce la stima dell’ammontare della perdita di spessore; il rapporto di “eccesso di metallo” ovvero il rapporto tra lo spessore e lo spessore minimo di calcolo; il rateo di corrosione stimato. Il tutto potrà essere gestito dall’immancabile applicativo informatico che permetterà, per gli utilizzatori meno esperti, di condurre le analisi mediante le impostazioni predefinite per le distribuzioni delle variabili (il “default”) e, per i più esperti (e senza problemi di tempo), di entrare nella definizione di ciascun parametro caratteristico della distribuzione di ciascuna variabile aleatoria del problema. Rivista Italiana della Saldatura - n. 5 - Settembre / Ottobre 2012 623 S. Pinca - Recenti sviluppi della RBI - Risk Based Inspection dell’American Petroleum Institute: l’integrazione con la tecnologia del FFS... 10. Considerazioni conclusive La costante manutenzione della tecnologia RBI operata attraverso il contributo degli utilizzatori e delle applicazioni consolidate in altre discipline ingegneristiche quali il FFS (Fitness for Service), è senza dubbio un punto di forza dell’impianto normativo e delle pubblicazioni tecniche dell’American Petroleum Institute. Tuttavia l’eccessiva fiducia nel mezzo informatico per l’esecuzione dei calcoli e per la gestione di vaste moli di dati, non deve comunque prescindere dalla consapevolezza che la competenza tecnica dell’analista risulterà sempre determinante nel successo dell’applicazione. Inoltre una certa perplessità coglie co- munque un’utilizzatore mediamente esperto della tecnologia RBI, in relazione alla possibilità di ottenere tutti i dati richiesti per la valutazione, in considerazione dell’applicazione su larga scala per la gestione del rischio su sistemi di impianto composti da più di 10000 item, ognuno caratterizzato da una propria valutazione. Ed è proprio di fronte a tale constatazione che è bene ricordare che la tecnologia RBI è nata e si è sviluppata quale strumento di supporto decisionale a chi è chiamato a definire: r r r quando ispezionare; dove ispezionare; con quali tecniche ispezionare. BibliograÀa [1] Atti del convegno SAFAP: “Sicurezza ed affidabilità delle attrezzature a pressione - La gestione del rischio dalla costruzione all’esercizio”, Napoli 2012 - INAIL [2] API RP 580: “Recommended Practice for Risk-Based Inspection” - Second Edition, November 2009 - American Petroleum Institute [3] API RP 581: “Risk-Based Inspection Technology” - Second Edition, October 2008 - American Petroleum Institute [4] API Pubblication 581: “Based Resource Document On Risk-Based Inspection”, May 1996 - Preliminary Draft - American Petroleum Institute [5] API BRD 581: “Risk Based Inspection - Base Resource Document” - Edition 2000 - American Petroleum Institute [6] API 579-1/ASME FFS-1: “Fitness for Service” - Edition 2007 - American Petroleum Institute [7] R.Z. Guo, D.A. Osage, P.A. Henry: “Risk Based Inspection for wall thinning damage using API Risk-Based Inspection planning technology” - WRC Bulletin (Draft) [8] Canale et al. : “Vulnerabilità dei giunti saldati e meccanismi di danneggiamento attivi negli impianti di processo e petrolchimici: affidabilità mediante la programmazione dell’ispezione basata sul rischio (RBI)”, Rivista Italiana della Saldatura, numeri 3 & 4 / 2011. Stefano PINCA, laureato in Ingegneria Meccanica all’Università di Genova nel 1994. Funzionario dell’Istituto Italiano della Saldatura dal 1995, attualmente Responsabile Pianificazione Commesse IIS Service S.r.l., svolge attività di consulenza nel campo del calcolo delle strutture e componenti saldati, valutazione di affidabilità, programmazione delle ispezioni di impianto basata sul rischio (Risk Based Inspection). È certificato European / International Welding Engineer e Livello 2 PT-MT-RT EN 473. 624 Rivista Italiana della Saldatura - n. 5 - Settembre / Ottobre 2012 . www.grafocom.it Struttura solida, qualità costante TECNOELETTRA S.p.A. via Naz Nazionale, 50a-70 - 23885 Calco [LC] Italy - tel. +39 039 9910429 - fax +39 039 9910431 - [email protected] - www.tecnosa.it COMPETENZA NELLA SALDATURA DI GIUNZIONE BÖHLER WELDING – UNO SPECIALISTA IN UN GRANDE GRUPPO Sin dai primi inizi della tecnologia di saldatura il marchio Böhler Welding è stato un pioniere tecnologico nei consumabili di saldatura. Una gamma completa di prodotti con particolare focus sugli acciai di grado medio-alto legato copre la maggior parte delle applicazioni industriali e dei processi di saldatura. Dal 1926 saldatori ed ingegneri in oltre 100 paesi hanno riposto la loro fiducia nei prodotti Böhler Welding. Böhler Welding Group Italia Spa | Tel. 0239017.1 | mail: [email protected] | www.btw.it www.boehlerweldinggroup.com Per una giunzione perfetta Y\iZfn\c[ Fili high-tech base rame per soluzioni avanzate di saldatura e brasatura. giunzioni ad alta resistenza ideali per giunti con elevati gap alta resistenza alla corrosione www.bercoweld.com 6WDWHRIWKHDUWIRUÁDZDVVHVVPHQW RISLSHOLQHJLUWKZHOGV(°) H. Pisarski * Summary / Sommario Currently there are a number of fracture mechanics based procedures for assessing the acceptability of flaws in pipeline girth welds. These are designed to relax workmanship flaw acceptance criteria, which are often based on flaw length alone, and to provide a means of deciding acceptability of flaws found by ultrasonic testing where information on height, position through the pipe wall thickness, as well as length are provided. The potential benefits of these procedures are a reduction in costs by minimising the need for repair and delay imposed. This is achieved without compromising the integrity of the weld. The established procedures are designed for applied stresses below the yield strength of the material. Methods based on BS 7910 and API 1104 are introduced. Strain based procedures, where the applied strain exceeds the yield strain, are described and compared. These are the DNV RP F108 procedure, which is primarily concerned with pipeline installation, and the more recently developed strain capacity methods developed by ExxonMobil and PRCI CRES for pipelines subjected to internal pressure combined with axial plastic loading. Nel contesto della meccanica della frattura esistono, allo stato attuale, diversi approcci per valutare l’accettabilità dei difetti nelle saldature circonferenziali di tubazioni. (°) Memoria presentata al Convegno IIS: “La saldatura nella fabbricazione e nella manutenzione di oleodotti e gasdotti in acciaio: come stanno cambiando processi, materiali, tecnologie e normative” - Milano, 22 Marzo 2012, TWI Ltd, 2012 * TWI Ltd, Cambridge, UK Questi si traducono nel tentativo di ridurre i criteri di accettabilità basati sulla buona pratica - che spesso tengono in considerazione esclusivamente la lunghezza del difetto - e nel tentativo di fornire uno strumento per valutare i difetti rilevati attraverso il controllo ultrasonoro, che fornisce informazioni quali altezza, posizione rispetto allo spessore del tubo e lunghezza del difetto. Il potenziale vantaggio di tali procedure è la riduzione dei costi, ottenuta attraverso la ridotta necessità di riparazioni e di tempo che ne consegue. Tutto ciò è ottenuto senza compromettere l’integrità del giunto saldato. Le procedure sono concepite per l’applicazione di sollecitazioni al di sotto del carico unitario di snervamento del materiale. I metodi sono basati sugli standards BS 7910 e API 1104. Nel caso in cui la deformazione superi il limite elastico del materiale sono introdotte e confrontate procedure basate sull’analisi delle deformazioni. Tali procedure sono comprese nella Raccomandazione DNV RP F108, che tratta principalmente l’installazione di condotte ed i più recenti metodi sviluppati da ExxonMobil e PRCI CRES per tubazioni soggette a pressione interna e carico assiale. IIW Thesaurus Keywords: Acceptance; defects; frac mech tests; fracture mechanics; fracture toughness; offshore structures; pipeline steels; pipelines; welded joints. Rivista Italiana della Saldatura - n. 5 - Settembre / Ottobre 2012 627 +3LVDUVNL6WDWHRIWKHDUWIRUÁDZDVVHVVPHQWRISLSHOLQHJLUWKZHOGV 1. Introduction Fracture mechanics based assessment procedures are commonly used to provide flaw acceptance criteria for girth welds in pipelines operating in onshore and offshore environments. Generally, these permit larger flaws than those based on so-called ‘workmanship based’ criteria described in pipeline welding codes such as API 1104 [1] and DNV OS F101 [2]. This results in a lower repair rate and decreased costs, mainly by reducing the delay to installation, but without any decrease to the integrity of the girth welds. Indeed, there have been instances where an improperly executed repair has initiated failure. The fracture mechanics based procedures such as those described in BS 7910 [3], provide a quantitative means for deciding which welding flaws, identified by non-destructive testing, potentially compromise pipe integrity with respect to defined failure criteria and require repair and those that do not. In addition, most workmanship based flaw acceptance criteria are based on the assumption that weld inspection is carried out using radiography, so flaw acceptance is generally defined with respect to length and flaw type. Information about the flaw height, which primarily governs the stability of the flaw, is not provided. This is because with radiography, tight planar or crack-like flaws cannot be sized and are likely to be missed, unless they are favourably orientated with respect to the X-ray beam. However, ultrasonic based inspection methods are well suited to finding planar or crack-like flaws and techniques such as AUT are increasingly being used to inspect pipeline girth welds. Ultrasonic methods have the potential for providing more information about flaws that may be present in the weld, 628 5LYLVWD,WDOLDQDGHOOD6DOGDWXUDQ6HWWHPEUH2WWREUH especially regarding their height, length and through wall position. These dimensions have a significantly greater effect on integrity than flaw length alone. After making suitable adjustments for flaw sizing uncertainty, fracture mechanics methods are necessary to interpret such data in order to sentence welding flaws for acceptance or repair. One aspect of fracture mechanics based analyses that must be recognized at the outset is that all flaws identified are treated as cracks for the purpose of assessment. This does not necessarily mean that they are cracks but that treating them as such is conservative. Current fracture mechanics assessment procedures are unable to quantify the reduction in severity of non-planar welding flaws such as slag and lack of penetration. However, ultrasonic inspection methods that are capable of distinguishing between sharp and non-sharp planar flaws are being developed at TWI together with the associated fracture mechanics assessment methods. Currently, most of the fracture mechanics methods that are applied to assessment of pipeline girth welds are essentially stress-based, although the limits are often expressed in terms of strain, for example API 1104 Appendix A limits stress based assessment to 0.5% strain and DNV OS F101, Appendix A to 0.4% strain. This implies that they are not strictly applicable when the applied longitudinal stress exceeds the actual yield strength of the pipe. For many pipeline installation methods and operating conditions, the applied longitudinal stress is below the specified minimum yield strength. However, there are a number of installation methods, such as pipe reeling, which are used for offshore pipelines where the pipeline is subjected to plastic straining often involving more than one cycle. The strains developed during installation depend on the pipe and reel diameters but are typically in the range of 1-3%. During service, both offshore and onshore pipelines can be subjected to ground movement (eg seismic loading, landslip) or temperature changes resulting in lateral buckling which produces axial plastic straining in addition to internal pressure. Under these extreme loading conditions it is essential that any flaws in the girth weld do not extend sufficiently to cause release of pipe contents or initiate unstable fracture. Strain-based fracture mechanics assessment procedures are applied when the axial strain on the pipe exceeds the yield strain of the pipe material. They are being developed but a general, codified assessment method is yet to be agreed. Furthermore, they are significantly more complex than stress-based methods; they require more input in terms of material properties, loading data and assessment. Use of 3-D elastic-plastic finite element analysis is sometimes employed followed up with full-scale validation testing for critical projects, but often the timeframe imposed by pipeline projects prevents extensive use of such techniques. In this paper three strain-based procedures are described. The DNV RP F108 [4] procedure, which has been available since 2006, is primarily designed for the assessment of flaws when plastic straining takes place during installation, the ExxonMobil and PRCI CRES procedure for pipelines +3LVDUVNL6WDWHRIWKHDUWIRUÁDZDVVHVVPHQWRISLSHOLQHJLUWKZHOGV are applicable to situations when there is combined internal pressure and axial straining. 2. Stress-based assessment procedures for ÁaZ acceptance A general procedure that has been used extensively in the pipeline industry, especially with respect to the assessment of girth welds, is BS 7910 [3]. Although it is a general procedure, it provides a robust framework based on fracture mechanics principles. The procedure not only enables flaw significance to be assessed with respect to avoidance of failure by fracture or plastic collapse, the effects of stable crack extension by ductile crack growth (tearing) and fatigue crack growth can be incorporated. It also incorporates the effects of welding residual stresses in the fracture assessment. Guidance is provided on the residual stress distribution that can be used, if this has not been measured, and the welding parameters are known. When these are unavailable or the precise through wall location of the flaw is not known, the procedure assumes that the residual stress transverse to the weld is uniform and is of yield strength magnitude. Where the weld metal strength over-matches that of the parent pipe, the yield strength assumed is that of the parent pipe. The assumption of yield residual stress has been criticised as too conservative. However, it is often forgotten that the procedure allows this stress to be relaxed to a lower value depending on the applied stress and flaw size. Future revisions of BS 7910 will incorporate more comprehensive guidance for girth welds [5]. Ignoring residual welding stresses is potentially dangerous since their presence will increase the driving force for fracture. In this context it is of interest to note that the 2007 amendment to the 20th edition of API 1104 [1] does not appear to specifically address welding residual stresses. This flaw assessment procedure is based on fracture mechanics methods and was designed to meet the particular requirements of pipeline girth welds. It provides a method of calculating flaw acceptance which is an alternative to workmanship based flaw acceptance given in the main document. It is CTOD based. It implies that residual stresses are only of concern when materials with very low fracture toughness are considered and such materials are excluded from the assessment because the minimum CTOD determined in standard fracture toughness tests has to exceed 0.05 mm at the assessment temperature [6]. A feature of BS 7910 which is particular relevant to girth welds but not apparent in API 1104 Appendix A, is its treatment of misalignment or “hi-lo”. Misalignment arises from poor fit-up, differences in wall thickness between abutting pipe and pipe ovality. These give rise to a local stress concentration. This is treated as a bending stress which is derived from equations providing stress concentration factors. Misalignment can have a significant effect on increasing the driving force, as will be shown later. However, within the context of BS 7910 it is not clear whether the bending stress that is generated by misalignment should be treated as a primary stress, that is, contributing to both fracture (Kr) and plastic collapse (Lr) axes of the failure analysis diagram (FAD), or a secondary stress, in which case it does not contribute to plastic collapse. Currently, BS 7910 provides little guidance on this. The conservative approach is to treat misalignment as a primary stress. Recent work at TWI [7] has shown that for materials with smoothly rising stress-strain curves and for applied strains below yield, misalignment can be treated as a secondary stress; that is, it acts as a local stress concentration and does not contribute to plastic collapse (Lr axis of the FAD) but contributes only to the fracture axis (Kr). For strains above yield strain, misalignment starts to contribute to the primary stress in addition to the secondary stress. Similar conditions apply to materials with a yield discontinuity (Lüders plateau) but the applied strain at which misalignment can be treated as secondary needs to be below 0.3%. API 1104 Appendix A does not specifically consider misalignment; although the “safety factor” of 1.5 applied the flaw length calculation may be an attempt to cater for such effects. However, the lack of specific guidance on misalignment given in API 1104 Appendix A limits its versatility in comparison with BS 7910. It is of interest to compare the results from assessments of maximum allowable flaw size conducted to API 1104 Appendix A, Option 2 (Option 2 allows direct general assessment whilst Option 1 is a simplified graphical procedure) and BS 7910 using the Level 2 FAD procedure. This is the normal assessment procedure when single values of fracture toughness are available. Figure 1 shows the results of the comparison for a girth weld in 42 in diameter pipe with 22 mm wall thickness with the specified minimum tensile properties of API 5L Grade X65 [8]. A CTOD fracture toughness of 0.5 mm was assumed, and an applied axial membrane stress of 85% SMYS. The comparisons were made with and without residual stresses and with and without the safety factor on flaw length in the API 1104 procedure to provide a truer comparison with BS 7910. In addition, the BS 7910 assessment includes material showing a yield discontinuity or Lüders plateau in the stress-strain curve. It is clear from Figure 1 that if no residual stresses are assumed, larger flaws are allowed by the BS 7910 procedure compared with API 1104 procedure, irrespective of whether the safety factor on flaw length is included or not in the API 1104 assessment. If residual stresses are included in the BS 7910 assessment, which would be the normal situation, the allowable flaw size is reduced significantly and larger flaw height are permitted by API 1104 than BS 7910 for flaw lengths less than 146 mm to 276 mm depending on whether the API 1104 safety factor on flaw length is included or not. For the applied stress considered in this example the effect of the yield discontinuity in the stress-strain curve is not significant until the flaw length exceeds approximately 500 mm when the allowable height is reduced. It may be noted that API 1104 limits the allowable flaw length to 12.5% of the pipe circumference which, in this example, is 418 mm. 5LYLVWD,WDOLDQDGHOOD6DOGDWXUDQ6HWWHPEUH2WWREUH 629 +3LVDUVNL6WDWHRIWKHDUWIRUÁDZDVVHVVPHQWRISLSHOLQHJLUWKZHOGV Figure 1 - Comparison of predicted maximum tolerable surface flaw sizes for a girth weld in a 42 in OD x 22 mm WT, X65 pipe and CTOD of 0.5 mm using different assessment procedures. (Unless other stated, the BS 7910 assessments assume tensile welding residual stress). Derived from Smith & Pisarski, [8]. Despite these differences it should be noted that the assessment procedures are not inherently unsafe. Validation studies using both results from full-scale pipe tests and wide plates confirm that both BS 7910 and API 1104 assessments can result in safe assessments. Examples of validation studies employing full scale pipe tests are shown in Figures 2 and 3. It is the factors such as the treatment residual stress and treatment of misalignment and what weight is given to margins on safety that gives rise to differences. Figure 2 - Results from full-scale results pipe tests assessed using API 1104 Appendix A 2007, Option 2 and BS 7910 Level 2A procedures and compared with the failure analysis diagram. From Smith & Pisarski, [8] 630 5LYLVWD,WDOLDQDGHOOD6DOGDWXUDQ6HWWHPEUH2WWREUH 3. Strain based assessment methods DNV RP F106 assessment procedure Installation of submarine pipelines often employs methods which impose large plastic strains on the pipe. For example, a pipe laid by reeling involves a plastic strain cycle ranging from 1 to 3% depending on the pipe and reel diameters. The application of stress based methods to assess the significance of flaws in the girth welds would be unsuitable. Figure 3 - Full-scale pipe tests assessed to Option 2 of API 1104, Appendix A using measured tensile properties. From Wang et al, [6]. +3LVDUVNL6WDWHRIWKHDUWIRUÁDZDVVHVVPHQWRISLSHOLQHJLUWKZHOGV However, there was an industry need to develop an assessment method since having a zero tolerance approach to welding flaws would be uneconomical. To respond to this challenge a method was developed by a team involving DNV, TWI and SINTEF; it is now codified in a DNV Recommended Practice, DNV RP F108 [4]. The procedure is also referred to in DNV OS F101 [2], which is concerned with offshore pipeline design in general. The novel features of the method are that the stress-strain curve from the parent pipe is used to derive the stress from the maximum reeling strain for each stage in the reeling process (reeling-on, reeling-off and including straightening). Therefore the shape of the stress-strain curve up to the ultimate tensile strength is critical to the successful application of the method. The procedure accommodates misalignment at the girth weld, which can locally increase strain, by using a combination of the elastic stress concentration factor and the Neuber method to transform stress into strain. These strains are additive to the globally applied strain. The Neuber equation is stated as follows: VNeuber HNeuber = Vnominal Hnominal Kt2 Kt = theoretical elastic SCF (given in BS 7910 or DNV OS F101) = nominal stress (excluding SCF) Vnominal = nominal strain (excluding SCF) Hnominal = actual stress (including SCF) VNeuber HNeuber = actual strain (including SCF) The intersection of the Neuber curve (viz the right hand side of the equation) with the stress-strain curve provides the stress (and strain) which includes the effect of the stress concentration and this is the input into the analysis. This increase in stress over the stress without misalignment is often treated as a primary bending stress when input into the BS 7910 assessment procedure. Such analyses are best conducted using the material true stress-true strain curve but for small applied strains the difference is small. The stress-based procedure in BS 7910 puts a limit or cut-off to the Lr axis of the FAD based on the flow stress which is defined as the average of the yield and tensile strengths of the pipe. In DNV RP F108 cut-off can be derived by experiment or defined as the ratio of the ultimate to yield strength of the parent pipe. The effect of this is to extend the FAD to higher values or Lr in the FAD. The effect of misalignment on driving force is significant, especially at high strains. An example of the use of the Neuber method is shown in Figure 4 [8]. Misalignment was modeled by making one of the pipe diameters larger than the other. Finite element analyses were also conducted for comparison. (In this example the analyses were conducted using CTOD as a driving force parameter instead of J which is recommended in DNV RP F108). For the case considered, the CTOD requirement is approximately doubled at applied strains close to yield (0.5% strain) when misalignment is increased from zero to 1.5 mm. For larger strains, Figure 4 - Comparison of CTOD driving force curves for a 3 x 50 mm circumferential surface crack in a 400 mm OD x 20 mm WT pipe with misalignment (e) of 0 and 1.5 mm in a girth weld of width 10 mm, from Smith & Pisarski, [8]. 5LYLVWD,WDOLDQDGHOOD6DOGDWXUDQ6HWWHPEUH2WWREUH 631 +3LVDUVNL6WDWHRIWKHDUWIRUÁDZDVVHVVPHQWRISLSHOLQHJLUWKZHOGV the difference increases. It is clear from Figure 4 that the DNV RP F108 procedure can be non-conservative; for zero misalignment FEA predicts a higher CTOD driving force). There are number of factors that mitigate this apparent nonconservatism and these are discussed later. Since reeling involves the application of more than one strain cycle and a reversal of strain, consideration needs to be given on which part of the strain cycle contributes to crack extension. Based on numerical analyses and experiment, all positive strain increments are considered to contribute to crack extension, even when the pipe is nominally in compression at that stage during installation. In practice this means the maximum strain achieved during reeling on and the pipe bending over the aligner (including the effect of misalignment) need to be assessed separately for possible crack extension from a hypothetical flaw. The stress derived from the stress-strain curve is used to determine both the fracture (Kr) and plastic collapse (Lr) axes of the failure analysis diagram (FAD). Specifically, the stress is treated as a primary stress which is used to determine stress intensity factor and reference stress for the Kr and Lr axes, respectively. The reference stress is derived from the Kastner equation in BS 7910 (see P. 4.3.2 of the standard) [3]. The Level 3B FAD described in BS 7910 is employed, since it permits stable ductile crack extension to take place but to still avoid failure by unstable fracture and plastic collapse. Ductile crack extension is derived from a J resistance curve obtained from a SENT fracture toughness test, which is described later. Each strain cycle has to be assessed separately and the flaw size updated for crack extension. Instability is defined as the condition when the driving force exceeds the resistance of the material. In terms of the FAD, the limiting condition is tangency of the resistance curve to the FAD. However, according to DNV RP F108, a limit of 1 mm is imposed on the total maximum crack extension allowed. This implies that there is a margin before a true failure condition is reached. The need for weld metal strength overmatching is critical to the successful application of the assessment method. The weld metal stress strain curve is required to be higher than that of the parent pipe up to the maximum strain experienced during installation. Overmatching “protects” flaws contained by the weld metal by preventing strains from concentrating here. It should be noted that although weld metal strength overmatching is required, the weld metal properties do not enter into the calculations; the assessment is only based on the parent pipe tensile properties. Since the pipe can have a range of strengths above SMYS, the weld metal must be stronger than the highest pipe strength supplied. Furthermore, since the fracture mechanics analysis uses the stress-strain curve to establish stress from the applied strain, the highest strength pipe must be used in the analysis to ensure that the stress is not underestimated. For practical purposes, the mean plus two standard deviation stress-strain curve is used in the assessment. It may be noted that DNV OS F101 [2] limits the difference between the maximum and minimum longitudinal parent pipe yield strength to 100 MPa maximum in order to limit excessive demands on weld metal yield strength. Figure 5 - 3 x 50 mm surface flaw at weld root fusion boundary in a X65 pipe with OD = 324 x 20.6 mm WT. Homogeneous material (parent pipe) was employed in the reeling procedure (DNV-RP-F108) and both homogeneous and 20% weld strength overmatched materials employed in the numerical (FE) analyses [9]. 632 5LYLVWD,WDOLDQDGHOOD6DOGDWXUDQ6HWWHPEUH2WWREUH +3LVDUVNL6WDWHRIWKHDUWIRUÁDZDVVHVVPHQWRISLSHOLQHJLUWKZHOGV Figure 6 - Comparison of the effect of using the Kastner equation for pipe and flat plate equations for reference stress on J driving force estimated using the Level 2b FAD in BS 7910 relative to finite element analyses for a 3x100 mm surface crack in a 273x20 mm X65 pipe [11]. Although the procedure was validated by full-scale testing of pipe subjected to repeated plastic straining simulating reeling operations, subsequent numerical analyses studies have shown that it can be potentially non-conservative if all the criteria defined in DNV RP F108 are not adhered to. However, Pisarski & Cheaitani [9] have shown that conservatism can be maintained if weld metal yield strength overmatching is achieved and welding residual stresses are not ignored but treated in accordance with BS 7910 recommendations. This is illustrated in Figure 5 where the effect of weld metal strength over matching in reducing the J driving force in comparison with an even matched or homogeneous material (in the absence of residual stresses) is illustrated. Recent work has also indicated that there are limitations in the use of the Kastner equation to determine the reference stress in the FAD. The Kastner solution can be considered to provide a com- bination of local and global collapse conditions for surface flaws in pipes. Since the elastic plastic driving force estimated by the assessment line in the FAD is critically dependent upon the reference strain at high Lr values, a local collapse reference strain may be more appropriate. Use of a flat plate reference stress solution has been suggested [10] as a simple expedient. Its effect on the driving force compared with what are considered to be accurate 3D - finite element analyses predicting J driving force (based on work carried out at TWI) is illustrated in Figure 6 [11]. One of the features of the DNV-RP-F108 assessment method is that it is primarily concerned with analysis of surface flaws; there are no specific solutions given for embedded flaws. Although embedded flaws can be analysed according to BS 7910, it is considered that the solutions given are not appropriate for embedded flaws in pipes subject to plastic strains and are considered to be over pessimistic. Figure 7 - Finite element analysis prediction of CTOD driving force versus axial strain in a 400 mm OD x 20 mm WT X65 pipe with and without internal pressure in the presence of a surface crack 3 mm high and 50 mm long [11]. 5LYLVWD,WDOLDQDGHOOD6DOGDWXUDQ6HWWHPEUH2WWREUH 633 +3LVDUVNL6WDWHRIWKHDUWIRUÁDZDVVHVVPHQWRISLSHOLQHJLUWKZHOGV Indeed, the solutions given in BS 7910 have limitations since they refer the user to flat solutions to determine both K and reference stress and more appropriate solutions would be desirable. The simple expedient adopted in DNV-RPF108 is to assume that the allowable height of the surface flaw as the same as the allowable total height of the embedded provided that it is not closer to the nearest surface than the allowable surface height; otherwise it is considered to be surface breaking. Finally, it should be noted that the DNV RP F108 procedure is designed for pipe under axial loading (in tension or bending) without internal pressure. The reason for this is that driving force is increased significantly when internal pressure is present in addition to axial strain. This is illustrated in Figure 7. For case shown, the CTOD driving force is approximately doubled by the addition of an internal pressure giving a hoop stress of 80% SMYS. One way of “correcting” the procedure for internal pressure is to elevate the stress-strain curve by correcting it by the Von Mises equivalent stress. DNV RP F108 fracture toughness assessment Another novel feature of the DNV RP F108 procedure concerns the type of specimen used in fracture mechanics testing. Fracture toughness is determined using the surface notched, single edge notch tension (SENT) specimen. This specimen design has been found to be more representative of pipe fracture behaviour than the more conventional and standardised, deeply notched, single edge bend specimens (SENB). This is because the crack-tip stress-strain field in the specimen (or crack-tip constraint) better replicates that in a circumferential crack in a pipe than does a standard, deeply notched SENB specimen which provides significantly higher crack tip constraint [12]. A consequence is that higher fracture toughness is determined using SENT compared with SENB specimens. Fracture toughness is defined by a J-integral resistance curve, since it is assumed that, for the materials and temperatures involved during installation, upper shelf performance will be achieved and unstable fracture by cleavage (in ferritic steels) will not take place. The geometry of the SENT specimen is shown in Figure 8. Rectangular or square section specimens are permitted and these can be either pin-loaded or clamped using wedge or hydraulic grips, as illustrated. For the clamped specimen, which is the usual way of gripping the specimen, the daylight between the clamps is defined as ten times the specimen width. (The specimen width is based on the pipe wall thickness). If pin loading is employed, the only practical method of achieving this with the notch orientation employed is to clamp the specimen and then pin load the clamp. The specimen is surface notched and fatigue cracked to a depth ranging between 20 and 50% of the specimen width. Specimens are notched and fatigue precracked to test the weld metal (either from the weld cap or root side) and HAZ as illus634 5LYLVWD,WDOLDQDGHOOD6DOGDWXUDQ6HWWHPEUH2WWREUH Figure 8 - SENT specimen to DNV-RP-F108, B = W or 2W, H = 10W Figure 9 - Girth weld showing notch locations trated in Figure 9. A notch from the weld cap side is often used to test the HAZ to minimise problems with missing the target HAZ if the fatigue crack front is bowed or longer than expected. However, a feature that has been observed +3LVDUVNL6WDWHRIWKHDUWIRUÁDZDVVHVVPHQWRISLSHOLQHJLUWKZHOGV in such tests is that ductile crack extension tends to move the growing crack tip away from the weld fusion boundary and into the lower strength parent pipe. The SENT testing procedure is intended to be applicable to ductile materials (it is not generally applicable to situations where the SENT specimen fail by cleavage), and to girth welds which have a higher yield strength than the parent pipe (ie overmatch). There is no fundamental reason why results from SENT specimens that fracture by cleavage should not be used in an assessment. However, there is concern that since cleavage is sensitive to changes in crack-tip constraint, increases in crack-tip constraint in the pipe girth weld due to variations in geometry and/or material could trigger cleavage at lower fracture toughness than that determined by the SENT test. 4. Other strain-based assessment procedures A number of research workers in UK, Norway [13] and North America have been developing specific strain-based assessment methods for pipeline girth welds. These are designed for over-land pipelines and are capable of dealing pipelines subjected to axial straining and internal pressure acting in combination. (It may be noted that DNV procedure was designed for axial straining only without internal pressure). In the case of North American developments, the emphasis has been on predicting strain capacity of the pipeline when the girth weld contains welding flaws. In Europe, the emphasis has been more on defining flaw acceptance criteria which are used to define inspection regimes. In North America there are two strain-based assessments methods for the design of pipelines; a PRCI and US Department of Transportation sponsored project [14], [15] and [16] which is in the process of being published and is referred as the CRES procedure and one developed by ExxonMobil. Both procedures are based on extensive numerical analysis and full-scale pipe tests to derive parametric equations to define strain-capacity. The recommendations from the ExxonMobil have been published in the open literature [17], [18] and [19] together with some of the back-ground work. ExxonMobil procedure In the ExxonMobil procedure CTOD (crack tip opening displacement) is used as the fracture characterizing parameter. Three levels of assessment are proposed, with each higher level providing a less conservative assessment and requiring more sophisticated information about material properties. It is applicable to pipe with strengths from X65 (448 MPa) to X80 (551 MPa). The procedures have been developed by conducting thousands of finite element analyses to develop a series of parametric equations to define strain capacity. They were validated by approximately 50 full-scale tests with and without internal pressure. The pipe strength tested ranged from API 5L X60 up to X80, pipe diameters from 8 in up to 42 in and pipe wall thicknesses from 12.7 up to 25.2 mm. Figure 10 - Comparison of strain capacity determined from full-scale tests on X65 to X80 pipes with predictions using the ExxonMobil Level 3 analysis method, from Kibey et al., [17] The procedures are not applicable to girth welds where there is strength under-matching. However, it should be noted that ExxonMobil define strength mismatch in terms of the ultimate tensile strength rather than the usual yield strength definition. To date, Level 1, the most basic or screening level, and Level 2, an intermediate level, have been published [19]. Both methods include inherent safety factors so that when the predictions of strain capacity are compared with full-scale test data there is a margin of safety. This is higher for Level 1 than for Level 2. Level 3 is based on three–dimensional finite element analysis of the pipe where the limit state is defined a ductile instability. That is tangency between the FEA derived CTOD driving force and the CTOD resistance curve determined by experiment. Levels 1 and 2 are in fact, simplifications of Level 3 assessments. Figure 10 compares the predicted strain capacity using the Level 3 method with experimental results from full-scale tests on X65 to X80 pipes. As can be seen from the results, there is no inherent factor of safety at Level 3. At Level 1, strain capacity is defined as a function of crack size, pipe wall thickness and weld strength overmatch (in terms of tensile strength). Internal pressure is included and set to be equivalent to a hoop stress of 80% specified minimum yield strength. Fracture toughness is not required since a lower bound resistance curve is assumed which is based on experimental data. A fixed value of misalignment of 3 mm is assumed and the uniform elongation to tensile strength in the standard tensile test is set at 6%. At Level 2, strain capacity is dependent on: crack size (height and length), misalignment at the girth weld, weld metal strength overmatch, pipe wall thickness, strain hardening (defined in terms of yield to tensile ratio), uniform elongation of the pipe material, fracture toughness (in terms 5LYLVWD,WDOLDQDGHOOD6DOGDWXUDQ6HWWHPEUH2WWREUH 635 +3LVDUVNL6WDWHRIWKHDUWIRUÁDZDVVHVVPHQWRISLSHOLQHJLUWKZHOGV of a CTOD resistance curve) and internal pressure. Fracture toughness in the form of a CTOD resistance-curve obtained from a SENT test is determined but the results are not directly used in the assessment. Instead, the experimental resistance curve is compared with three reference resistance curves and the one which is just exceeded is used in the assessment. The SENT specimen design is similar to that one described in DNV-RP-F108 (see Figure 8) except that the specimen has a square cross-section, is side grooved to a depth 5% of thickness on each side after fatigue precracking and is loaded by clamping the sides of the specimen. Side grooving increases crack-tip constraint and helps promote straight fronted ductile crack extension. The initial crack depth to specimen width ratio is defined to be within the range 0.25 to 0.35. A novel feature of the test is that both fatigue precracks and notches made by electro discharge machining (EDM) are permitted. The wire diameter specified for EDM is 0.15 mm. A CTOD resistance curve is obtained from the material. CTOD is derived by simple extrapolation of the opening displacement of a pair of clip gauges mounted above the notch mouth to the fatigue crack tip. The range of applicability of the ExxonMobil procedure is fairly limited for Levels 1 and 2, for example the maximum tolerable flaw length is limited to 50 mm. Also, the procedure is designed for surface breaking flaws; there is no specific consideration of embedded flaws which, in practice, are the ones that are most likely to be present in the girth weld. CRES procedure The CRES procedure [14, 15, 16] is intended to be applied to pipes with and without internal pressure when subjected to tensile strains from 0.5% up to one half of the parent pipe uniform elongation. It is applicable to a wide range pipe strength grades but assumes that any girth weld present does not under-match the strength of the parent pipe. It uses CTOD as the fracture characterising parameter but in a different way from the ExxonMobil method. The term “apparent CTOD” is used and refers to the different ways CTOD is derived. It is also, and perhaps more fundamentally, recognition that with strain-based design fracture toughness is not a unique material parameter but also depends on the structural behaviour of the pipe. It has four levels of analysis, each of increasing sophistication. Level 1 is intended to be a simple screening where strain capacity is tabulated for a set pipe sizes, tensile properties and flaw sizes. Fracture toughness is derived from the upper shelf Charpy energy. A correlation is employed to determine apparent CTOD fracture toughness. Level 2 is the “normal” assessment procedure and a set of parametric equations are given to define strain capacity. Fracture toughness is determined from upper shelf Charpy energy, as in Level 1, or from standard deeply notched bend specimens. 636 5LYLVWD,WDOLDQDGHOOD6DOGDWXUDQ6HWWHPEUH2WWREUH Upper shelf toughness in terms of maximum load (dm, as defined in BS 7448 Part 1) is required and the results multiplied by a constant (ranging from 1.5 to 2) in order to “correct” for crack-tip constraint. This corrected fracture toughness is the apparent CTOD used in the assessment. Level 3 is the advanced assessment method which employs the same parametric equations as Level 2 but utilises the results from low constraint fracture toughness specimens. These can be either shallow notched bend tests, SENT tests or curved wide plate tests. Level 3 is sub-divided into assessments where the failure criterion is initiation of ductile tearing (Level 3a) or a ductile instability (Level 3b). In both cases a CTOD curve is needed. Finally, Level 4 is another advanced assessment which requires finite element analyses to be conducted on the pipe and requires the same fracture toughness data as Level 3. The CRES method has a different set of parametric equations to predict strain capacity for girth welds made by GMAW and either SMAW or FCAW. The reason for this is that the welds have different shapes which affect strain capacity. Welds made by GMAW are narrower and have steeper edge preparations than welds made by either SMAW or FCAW. The procedure was validated by 24 full scale tests. All except two were conservatively predicted by the model. This was attributed to variability in material properties. CRES procedure was no in-built safety factors. 5. Comparison of strain-based assessment procedures Gordon and Keith [16] have made some comparison of the DNV RP F108, ExxonMobil and CRES procedures in terms of allowable flaw sizes predicted by each method for given values of strain capacity. The comparison was based on a 36 in diameter, 18.4 mm wall thickness pipe to API 5L Grade X80 (SMYS = 550 MPa) containing a girth weld which overmatched the strength of the pipe by 20%. The analyses also assumed that there was 3 mm misalignment at the girth weld and the internal pressure gave a hoop stress of 80% SMYS of the parent pipe. The fracture toughness employed was the CTOD R - curve 2 (CTOD resistance curve) defined by the ExxonMobil Level 2 procedure. The assessments were based on Level 2 of the ExxonMobil procedure and Level 3 (for ductile instability) of the CRES procedure. Since the DNV RP F108 procedure does not allow for internal pressure, two analyses were undertaken, the first without internal pressure and the second with internal pressure where the crack driving force (CDF) was increased by a factor of two to account for biaxiality. (On the basis of the results shown in Figure 7, this approximation seems reasonable). The results are shown in Figure 11 together with the range of applicability defined by each procedure. The results show that for low applied strains (0.5%) the DNV RP 108 (corrected for internal pressure) and ExxonMobil procedures give similar allowable flaw heights for flaw lengths less 100mm. The CRES procedure gives +3LVDUVNL6WDWHRIWKHDUWIRUÁDZDVVHVVPHQWRISLSHOLQHJLUWKZHOGV Figure 11 - Comparisons of allowable flaw sizes predicted by the ExxonMobil Level 2, CRES Level 3 and DNV RP F108 procedures for two applied strains: a) 0.5%, and b) 1.5%, from Gordon & Keith, [16]. generally lower allowable flaw height (for the GMAW welds) except for flaws less 25mm long. At higher applied strains (1.5%), the CRES and ExxonMobil procedures give similar allowable flaw height for flaws less 50mm long. The DNV RP F108 procedure gives larger allowable flaw heights. For longer flaws, the allowable flaw height is greater with the CRES procedure and similar to the DNV RP F108 procedure. 6. Concluding remarks Stress and strain-based fracture mechanics methods for the assessment of flaws in pipeline girth welds have been outlined. The stress-based procedure in API 1104 Appendix A and the general assessment method given in BS 7910 were compared. Although there are differences, these reflect the different approaches used and safety factors incorporated; BS 7910 provides greater versatility to cater for a much wider variation in properties, loadings and geometry than API 1104. However, use of BS 7910 requires a greater level of expertise than API 1104. There are no indications that either method is “unsafe” but the margins of safety are likely to be different. The strainbased procedure given in DNV RP F108 is intended to be applied to girth welds where the installation method involves plastic straining. It is in fact a modification to the stress-based method in BS 7910. One of the novel features of this method is that fracture toughness is derived SENT specimens which are intended to match the constraint in the pipe. Fracture toughness is defined by a J resistance curve. The procedure is intended for materials where cleavage fracture does not take place. Comparison of the J driving force curves derived from the method with finite element analyses indicates that driving force might be underestimated. However, predictions of allowable flaw size are considered to be “safe” since the method does not account for the beneficial effects of weld metal strength overmatching in reducing driving force and the conservative treatment of welding residual stresses. The ExxonMobil and CRES procedures are based on a combination of extensive finite element analyses and full-scale testing; parametric equations have been developed to define strain capacity of the pipeline when flaws are present in the girth weld. The methods are capable of dealing with installed pipelines where there is internal pressure and axial plastic straining. As currently presented, the CRES procedure has a wider range of applicability. Both procedures are capable of incorporating the effects of weld strength overmatching, misalignment internal pressure and tensile properties of the parent pipe (in terms uniform elongation). None of the strain based methods specifically refer to the analysis of embedded flaws; they concentrate on surface flaws. Since welding flaws found in girth welds are more likely to be embedded than surface breaking, the assessment procedures may not be capturing the true condition of most welding flaws. In addition welding residual stresses are considered to be negligible when the applied strains exceed yield strain. 5LYLVWD,WDOLDQDGHOOD6DOGDWXUDQ6HWWHPEUH2WWREUH 637 +3LVDUVNL6WDWHRIWKHDUWIRUÁDZDVVHVVPHQWRISLSHOLQHJLUWKZHOGV References [1] [2] [3] [4] [5] [6] [7] [8] [9] [10] [11] [12] [13] [14] [15] [16] [17] [18] [19] API 1104, “Welding of Pipelines and Related Facilities”, 20th edition amended July 2007. American Petroleum Institute. DNV-OS-F101, Submarine Pipeline Systems. Det Norske Veritas, Norway, October 2010. BS 7910:2005 (incorporating Amendment No.1), “Guide to Methods for Assessing the Acceptability of Flaws in Metallic Structures”. British Standards, London, 2007. DNV-RP-F108, Fracture Control for Pipeline Installation Methods Introducing Cyclic Plastic Strain, Det Norske Veritas, Norway, January 2006 Isabel Hadley, Progress Towards the Revision of BS 7910. Proceedings of the Pressure Vessels and Piping Division Conference, PVP 2011-57307, Baltimore, USA, July 2011. Y. 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His interests include the application of fracture mechanics based assessment and testing methods to assure the integrity of welded structures, with respect to fracture avoidance and to demonstrate fitness-for-service. He is also involved in the development of strain-based procedures for the assessment of pipeline girth welds. He has managed projects applying fracture mechanics testing and assessment methods to a wide range of engineering structures including ships, offshore structures, subsea components, pipelines and pressure vessels. In addition, he has contributed to standards bodies on fracture toughness testing and flaw assessment (ISO 15653, BS 7448 & BS 7910). He has published a number of papers on these subjects and also carried out expert witness work. He is the UK delegate to IIW Commission X (Structural performance of welded joints – fracture avoidance) and is contributing to the revision of BS 7910 (flaw assessment). 638 5LYLVWD,WDOLDQDGHOOD6DOGDWXUDQ6HWWHPEUH2WWREUH NUOVE TECNOLOGIE PER IL TAGLIO AL PLASMA AUTOMATIZZATO I nostri generatori per taglio al plasma automatizzato di precisione sono dotati di nuove tecnologie avanzate che offrono profili e bordi più precisi, fori più rotondi, maggiore produttività e minori costi di taglio. La tecnologia HeavyCut™ migliora la qualità di taglio e la produttività su acciaio dolce fino a 50 mm di spessore e consente tagli di straordinaria qualità a minor costo. La tecnologia Diameter PRO™ permette di tagliare fori di qualità eccezionale senza bisogno di ulteriori lavorazioni. Qualunque sia la vostra applicazione, Victor Thermal Dynamics ha la soluzione per taglio automatizzato giusta per voi. TM We Bring Intelligence to the Table. 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Rusca * Sommario / Summary Il presente articolo analizza gli elementi principali che devono essere presi in considerazione al fine di caratterizzare un sistema CR (Radiografia Computerizzata) per applicazioni industriali. Attualmente gli utilizzatori di tali tecnologie possono condurre la caratterizzazione seguendo le indicazioni fornite a supporto dalle norme EN e ISO che recentemente sono state proposte e messe a punto sull’argomento. Questo lavoro intende mettere in risalto la logica che è alla base di ogni fase della caratterizzazione e non è invece mirato alla quantificazione né al confronto delle prestazioni dei sistemi CR oggi disponibili sul mercato: è infatti compito di ogni utilizzatore caratterizzare il proprio sistema, con l’indispensabile supporto tecnico del relativo costruttore, in modo da comprenderne le potenzialità e la capacità di soddisfare le differenti esigenze nelle applicazioni per le quali è intenzionato ad adottare la tecnologia CR. * Digital Radiography: Characterization of CR (Computed Radiography) Systems for industrial applications This paper analyzes the main elements to be taken into account in order to characterize a CR (Computed Radiography) System for industrial application. Nowadays, users of CR can carry out the characterization following, as a support, the procedure considered by EN & ISO standards, that have been recently proposed. The aim of this work is to underline the logic and the importance of each step and not to quantify performances of different CR Systems: task of each user indeed is to characterize his own system, obviously sustained by the manufacturer, in order to satisfy needs and requirements of different applications which he wants to approve CR for. IIW Thesaurus Keywords: Automatic control; CEN; computer programs; image quality; ISO; nondestructive testing; numerical control; radiography; standards. Istituto Italiano della Saldatura, Ente Morale - Genova Rivista Italiana della Saldatura - n. 5 - Settembre / Ottobre 2012 641 65XVFD5DGLRJUDÀD'LJLWDOH&DUDWWHUL]]D]LRQHGHLVLVWHPL&5SHUDSSOLFD]LRQLLQGXVWULDOL altrettanto vero che il retaggio culturale e la tradizione non devono incancrenirsi e degenerare in chiusura mentale (e non solo mentale) a priori. In queste pagine, tenendo conto di quanto di equilibrato e sensato c’è in entrambi gli approcci sopra accennati (e non nelle loro estremizzazioni), si evidenziano gli aspetti più rilevanti che devono essere affrontati per poter validare i sistemi di radiografia filmless CR (Computed Radiography) e renderli fruibili a livello industriale, affiancandoli alle tecnologie tradizionali, garantendo livelli adeguati di qualità e affidabilità. 2. Sistemi CR: Generalità 1. Introduzione Il Controllo Radiografico (RT) è un controllo non distruttivo volumetrico che negli ultimi anni sta attraversando un processo di evoluzione molto rapida, analogamente a quanto sta accadendo anche ad altri metodi, quali il Controllo Ultrasonoro (UT), il Controllo con Emissione Acustica (AT), la Termografia (TT). Gran parte di tale evoluzione riguarda gli aspetti tecnologici e, in particolare, l’introduzione di sistemi digitali per l’acquisizione e l’elaborazione delle informazioni ottenute. Come spesso accade in questi casi e, in genere, quando si è di fronte ad innovazioni tecnologiche, due sono le reazioni che si incontrano, nettamente contrapposte tra loro ma entrambe comprensibili: da un lato, l’entusiasmo di chi ha messo a punto la tecnologia o di chi è impegnato a promuoverla, conscio dei risultati che in prospettiva si possono ottenere, e dall’altro, il rifiuto della novità da parte di chi non la utilizza, motivato, a volte, dalla ragionevole constatazione che non c’è necessità alcuna di modificare qualcosa di consolidato che funziona bene da anni o, a volte, da un’ingiustificata inedia, approccio, quest’ultimo, che decisamente mal si concilia con il continuo miglioramento che la Comunità scientifica e l’Industria devono porre fra i loro obiettivi primari. Senza dubbio, la tecnologia sovente evolve in modo molto più rapido della capacità degli utilizzatori di comprenderne le proprietà, la reale applicabilità ed i limiti, ovvero l’entusiasmo rischia sostituirsi al realismo; d’altro canto, è 642 5LYLVWD,WDOLDQDGHOOD6DOGDWXUDQ6HWWHPEUH2WWREUH La radiografia computerizzata (CR), una delle tecnologie appartenenti alla famiglia della radiografia digitale (DR), si differenzia dalla radiografia tradizionale a film (FR) per la modalità con cui l’informazione viene rilevata, trasferita, elaborata e visualizzata. Non sussistono invece variazioni sostanziali negli elementi che si trovano “a monte” del manufatto da ispezionare: i sistemi a pellicola e quelli computerizzati sfruttano infatti le stesse radiazioni (RX e Raggi Gamma) e le stesse tipologie di sorgente (macchine radiogene, acceleratori lineari, radioisotopi,…). Un sistema CR, “a valle” del manufatto in esame, è essenzialmente costituito da una catena i cui anelli essenziali, fra loro interagenti, sono: r Imaging Plate (IP): è il rivelatore che sostituisce la pellicola, l’emulsione sensibile alle radiazioni ionizzanti negli IP è costituita da grani contenenti i cosiddetti “fosfori a memoria”, che in realtà hanno una formulazione chimica molto complessa, basata su elementi chimici appartenenti alla famiglia delle “terre rare”. r Scanner: è il dispositivo che irraggia gli IP, dopo l’esposizione, con un fascio laser caratterizzato da lunghezza d’onda compresa nell’intervallo tra 630 e 680 nm (“luce rossa”). Esso sostituisce la sviluppatrice del sistema tradizionale a film e permette, pertanto, di trasformare l’immagine latente (stato di eccitazione dei “fosfori” causata dalla dose di radiazione subita) in immagine visibile (i “fosfori” rilasciano energia sotto forma di radiazione nel campo del visibile in risposta alla stimolazione del laser dello scanner). r Workstation: è l’elemento hardware che acquisisce il segnale in uscita dallo scanner e, grazie a software dedicati, elabora i dati di input per fornire l’immagine dell’oggetto radiografato; i software sono divisi solitamente in due tipologie: una di acquisizione e l’altra di visualizzazione. r Monitor: è l’elemento su cui l’operatore visualizza l’immagine della radiografia; esso sostituisce il visore (negativoscopio) della radiografia a film. r Cablaggio: è l’insieme degli elementi fisici (cavi, 65XVFD5DGLRJUDÀD'LJLWDOH&DUDWWHUL]]D]LRQHGHLVLVWHPL&5SHUDSSOLFD]LRQLLQGXVWULDOL connettori, infrastrutture di supporto) che permettono l’interconnessione dei dispositivi sopra citati; sebbene rappresentino elementi secondari da un punto di vista concettuale, sono anch’essi fondamentali da un punto di vista funzionale, contribuendo al pari degli altri dispositivi alla qualità finale dell’immagine. Da quanto descritto nell’elenco precedente, risulta evidente che la caratterizzazione di un sistema CR non può prescindere dalla verifica di funzionalità di ognuno degli elementi della catena di acquisizione ed elaborazione; tale funzionalità dovrà inoltre essere garantita nel tempo, mantenendo valori il più possibile costanti o, per lo meno, variabili con legge nota o determinabile sperimentalmente dagli utilizzatori. A tal proposito, è importante notare che, se l’utilizzo ormai secolare dei sistemi a pellicola permette di capire con certezza quale possa essere la causa o il fattore responsabile di un cattivo funzionamento, lasciando pochi dubbi interpretativi, nel caso dei sistemi CR, invece, una delle problematiche che gli utilizzatori devono fronteggiare è proprio capire a quale degli “anelli” della catena di acquisizione ed elaborazione sia imputabile un’eventuale anomalia o, addirittura, anche in caso di corretto funzionamento, sia imputabile un risultato non conforme ai requisiti di qualità imposti dall’applicazione. Probabilmente la ragione di questa condizione di indeterminatezza va ricercata nel fatto che i controlli digitali sono stati introdotti da pochi anni e, in alcuni casi, ancora oggi, non sono nemmeno adottati in modo sistematico ma piuttosto occasionale; pertanto è indubbio che molti aspetti sia teorici sia pratico-operativi sono ancora sconosciuti o noti in modo approssimativo, specie per quanto riguarda l’elettronica dei componenti ed alcuni elementi informatici. In questa sede, per analizzare ordinatamente le fasi di caratterizzazione degli elementi sopra elencati, è sicuramente molto utile e formativo procedere seguendo quanto previsto dalle normative EN e ISO vigenti in materia. 3. Caratterizzazione dei Sistemi CR: Riferimenti Normativi I riferimenti normativi europei (prodotti in ambito CEN) ed internazionali (prodotti in ambito ISO) che trattano il controllo radiografico con tecniche digitali filmless sono: r r r UNI EN 14784:2006 per la caratterizzazione del sistema; ISO 16371:2011 per la caratterizzazione del sistema; ISO FDIS 17636:2012 per l’applicazione della tecnologia al controllo dei giunti saldati. Nella fattispecie, per lo scopo che si prefigge questo articolo, i documenti cui si farà riferimento nel prosieguo sono la parte 1 della norma UNI EN 14784 e la parte 1 della norma ISO 16371. Vale la pena sottolineare che i suddetti documenti, di tipo “trasversale” al metodo RT, sono specificatamente dedicate alla computed radiography; in altri termini, a livello europeo ed internazionale, attualmente non esistono ancora riferimenti dello stesso tipo per le altre tecnologie della famiglia della radiografia digitale. Le altre tecniche filmless sono oggetto invece di standard statunitensi quali le ASTM o di documenti relativi a particolari settori industriali come quello aeronautico e quello militare. La terza normativa elencata, ISO FDIS 17636, rappresenta un riferimento di tipo “verticale” per il prodotto “saldatura”: essa infatti tratta la messa a punto delle tecniche idonee a raggiungere determinati livelli qualitativi nell’indagine radiografica solo di giunzioni saldate. Da un punto di vista logico e cronologico, inizialmente è fondamentale stabilire se il sistema in uso ha le caratteristiche e le potenzialità per soddisfare determinati requisiti di qualità “assoluti” e tabulati: fase di caratterizzazione del sistema; successivamente è necessario determinare i parametri da impostare su tale sistema, già caratterizzato e ritenuto idoneo, per poter raggiungere i requisiti imposti nell’applicazione (ovvero nel controllo di giunti saldati, nel caso specifico di ISO FDIS 17636): fase di scelta e setup della tecnica, ovvero messa a punto e stesura della procedura di controllo. 4. Caratterizzazione dei Sistemi CR: Iter di VeriÀca Il processo di verifica e caratterizzazione dei sistemi CR prevede l’esecuzione di prove in condizioni standardizzate, volte alla classificazione e alla determinazione di criteri univoci di confronto fra i sistemi stessi, realizzati dai diversi costruttori. Molte di queste prove, in base ai codici e alle norme di riferimento, sono considerate a carico dei costruttori, soprattutto a causa della complessità dell’attrezzatura necessaria e dei lunghi tempi di esecuzione che comportano. A queste prove sono poi associate altre più semplici, che possono essere condotte dagli utilizzatori e che forniscono risposte più immediate circa le prestazioni dei sistemi CR e la loro stabilità nel tempo. Come precedentemente accennato, i fattori che influenzano la qualità di una immagine ottenuta tramite CR sono numerosi e includono, fra gli altri, la penombra geometrica (abitualmente indicata con Ug), il rapporto tra segnale e disturbo (abitualmente indicato con l’acronimo SNR), lo scattering, la sensibilità in contrasto; ne esistono poi altri che agiscono sull’accuratezza della “lettura” dell’immagine da parte dello scanner e che possiamo raggruppare e denominare complessivamente “parametri di scansione”. Ognuno dei parametri sopra citati può essere testato separatamente oppure è possibile utilizzare un indicatore di qualità omnicomprensivo, detto “phantom”, che incorpora più indicatori, ciascuno mirato alla valutazione di uno o più parametri caratteristici. 5LYLVWD,WDOLDQDGHOOD6DOGDWXUDQ6HWWHPEUH2WWREUH 643 65XVFD5DGLRJUDÀD'LJLWDOH&DUDWWHUL]]D]LRQHGHLVLVWHPL&5SHUDSSOLFD]LRQLLQGXVWULDOL L’utilizzo del “phantom” o dei suoi singoli indicatori permette all’utilizzatore dei sistemi CR di avere (e di fornire ai propri clienti) informazioni sulla qualità del suo sistema, nelle particolari condizioni di esposizione adottate, le quali dovranno essere concordate fra le parti e registrate al fine di poter essere ripetute in fase di verifica periodica, secondo la frequenza temporale preventivamente e debitamente concordata. In merito alla classificazione dei sistemi CR, vale la pena ribadire che l’appartenenza di un sistema CR ad una delle classi proposte è il risultato dell’insieme di fattori, operanti in modo sinergico, di seguito elencati: r r r r IP utilizzato; condizioni di esposizione adottate; tipo di scanner usato; parametri di scansione impostati. Infine, anche se non ultimo in termini di importanza, deve essere considerato anche il decadimento che l’intensità dell’immagine incamerata dall’IP subisce nel tempo, prima che venga eseguita la scansione; questo fenomeno è noto come “fading” e la sua valutazione, ottenuta tramite una serie di esposizioni identiche seguite da scansioni opportunamente ritardate (le norme forniscono precise procedure a tal proposito), permette di ottimizzare il controllo in funzione delle specifiche applicazioni. 5. Valutazione Quantitativa dei Parametri di Qualità dell’Immagine Misurazione di SNR Il primo e fondamentale parametro che deve essere valutato per stabilire le prestazioni di un sistema CR è SNR, ovvero il rapporto fra il valore medio del segnale, inteso come valore numerico assunto dai pixel di una immagine digitale (detto GV, da Grey Value), e la deviazione standard dei GV, calcolato in una regione di interesse (detta ROI). In termini più operativi, SNR e GV sono indici della dose di radiazione assorbita dall’IP e, in ultima analisi, della “quantità” di informazioni da esso incamerata: è intuitivo quindi comprendere che un sistema CR deve garantire un valore minimo di tali grandezze, in funzione della criticità dell’applicazione, e che, maggiori saranno i valori da essi assunti in determinate condizioni, migliori saranno le prestazioni del sistema. A livello normativo, sono proposti i tre metodi di misurazione di seguito elencati: r r r metodo di esposizione a step; metodo del blocco a gradini; metodo di misurazione della sensibilità in contrasto. In questa sede non sono descritte nel dettaglio le singole fasi di prova dei tre metodi ma, ciononostante, è di particolare interesse evidenziare alcuni aspetti che li caratterizzano. Innanzitutto, è importante tenere presente che il grado di accuratezza cui si giunge è differente: nella fattispecie, i risultati più precisi sono ottenuti adottando la metodologia dell’esposizione a step, ritenuta peraltro la più complessa, come dimostra il fatto che sono le normative stesse ad indicare il costruttore del sistema quale esecutore responsabile del test. Nella Figura 1, è riportata una immagine di una prova ottenuta applicando questa procedura durante la caratterizzazione del sistema usato da Ansaldo Energia S.p.A., con cui IIS sta attivamente collaborando a tal proposito. Il metodo del blocco a gradini, di più rapida esecuzione, è ritenuto attuabile sia dai costruttori sia da utilizzatori definiti “enhanced users”, ovvero in grado di poter disporre di laboratori ed attrezzature specifiche; Figura 1 – Misurazione di SNR con il Metodo dell’esposizione a step: serie di esposizioni realizzate con tensione e corrente costanti e aumento del tempo di esposizione (Cortesia Ansaldo Energia S.p.A.) 644 5LYLVWD,WDOLDQDGHOOD6DOGDWXUDQ6HWWHPEUH2WWREUH 65XVFD5DGLRJUDÀD'LJLWDOH&DUDWWHUL]]D]LRQHGHLVLVWHPL&5SHUDSSOLFD]LRQLLQGXVWULDOL seguendo questa procedura, inoltre, l’utilizzatore può anche ottenere informazioni circa la sensibilità in contrasto, ovvero il parametro che può essere considerato indice della visibilità delle imperfezioni. A questo scopo particolarmente idoneo è il terzo metodo sopra elencato, il quale anche nelle normative europee è affrontato e strutturato seguendo le prescrizioni di standard ASTM; dato l’approccio decisamente operativo di questa metodica, tipico dei codici e delle normative statunitensi, la procedura relativa è ritenuta applicabile non solo dai costruttori ma anche dagli utilizzatori senza particolari restrizioni. Misurazione del Grey Value - GV Dal momento che la misurazione di SNR non è agevole e considerando che SNR e GV sono strettamente correlati (SNR opportunamente normalizzato è funzione crescente di GV), è possibile ricavare il minimo valore di SNR dal minimo valore di GV, il quale rappresenta invece un parametro più immediato e riconducibile al concetto di “densità ottica” delle tecniche tradizionali a film. Sebbene GV, come detto, costituisca un parametro concettualmente più comprensibile, operativamente più immediato e quantitativamente più indicativo della capacità di un sistema CR di rilevare imperfezioni, la sua valutazione è compito che viene attribuito dai riferimenti normativi al costruttore. Tuttavia, è importante notare che, rispetto a quanto indicato nella norma UNI EN 14784, datata 2006, attualmente i software, di cui le workstation CR sono fornite, permettono di calcolare SNR senza eccessiva difficoltà; ciononostante GV rimane parametro di particolare rilievo quando non è possibile o non è agevole identificare zone omogenee in cui definire la ROI, condizione, questa, assolutamente necessaria per ottenere valori di SNR attendibili. Determinazione della Risoluzione Spaziale Successivo parametro da valutare in fase di caratterizzazione dei sistemi CR è la risoluzione spaziale che, a differenza di quanto accade nel caso dei sistemi tradizionali a film, non è quantitativamente determinata esclusivamente dalla penombra geometrica ma anche da fattori “intriseci” del sistema, i quali contribuiscono alla non nitidezza totale dell’immagine. Per una maggiore comprensione, anche dei riferimenti vigenti in materia, sono elencati di seguito i termini, le abbreviazioni e le definizioni delle grandezze sopra citate: r r indice della non nitidezza dell’immagine dovuta a fattori geometrici (distanza fuoco film, spessore dell’oggetto in esame…) e alla dimensione fisica della sorgente radiogena; Inherent Un-Sharpness (UI): non nitidezza intrinseca del sistema CR, legata a fattori costruttivi del sistema quali, ad esempio, la dimensione della grana degli IP, la dimensione dello spot del laser dello scanner, la velocità di scansione; Total Un-Sharpness (UTOT): non nitidezza complessiva dell’immagine, è calcolabile dalla seguente relazione UTOT = (Ug3 + UI3)1/3 ed è pari a 2SRb. Dal momento che la non nitidezza complessiva dell’immagine dipende fortemente dalla qualità della radiazione, ossia dalla sua energia, la sua misurazione deve essere condotta in almeno due differenti condizioni: a tal proposito i riferimenti normativi individuano un primo set di parametri, nel caso si debba operare in applicazioni in cui servano radiazioni molto dure (ad esempio, controlli di forti spessori e/o di materiali caratterizzati da elevato assorbimento radiografico), e un secondo set, nel caso le applicazioni di interesse siano associate a radiazioni molli (ad esempio, controlli di spessori sottili, di materiali non metallici, di componentistica elettronica). In termini operativi, esistono tre differenti procedure per la valutazione di UTOT: la prima, più complessa, a carico del costruttore del sistema, è basata sul calcolo di un parametro noto come MTF (Magnitude of the Fourier-Transform) e può sfruttare alcuni indicatori presenti nel CR Phantom; le altre due, invece, più agevoli sebbene anch’esse di non immediata attuazione, sfruttano gli IQI a doppio filo o gli indicatori a linee convergenti (entrambi sono indicatori noti e adottati storicamente per certe verifiche nelle tecniche a film) e possono essere eseguite anche dagli utilizzatori. In tutti e tre i casi, vale la pena osservare che le condizioni di prova devono essere tali da garantire il minimo contributo possibile di Ug a UTOT: infatti, in considerazione del fatto che l’obiettivo della verifica è caratterizzare le prestazioni del sistema in termini di risoluzione e definizione dell’immagine, è necessario fare in modo che i contributi esterni (ad esempio, quelli legati alle condizioni geometriche) siano trascurabili. A tal proposito, significative sono le prescrizioni riguardanti l’utilizzo di sorgenti radiogene con spot size inferiore a 1 mm e l’adozione di distanze fuoco-film pari almeno ad 1 m al fine di ridurre il contributo di Ug a valori inferiori al 10% della non nitidezza totale dell’immagine. Verifiche Addizionali r r Basic Saptial Resolution (SRb): massima risoluzione spaziale del sistema, ovvero massima capacità del sistema di “risolvere” piccoli dettagli a breve distanza fra loro e quindi inversamente proporzionale alla perdita di definizione dell’immagine; Geometric Un-Sharpness (Ug): penombra geometrica, A completamento del quadro di verifiche e misurazioni volte alla caratterizzazione dei sistemi CR, è opportuno segnalare una serie di prove addizionali che permettono di ottenere informazioni circa il corretto funzionamento dei dispositivi hardware che sono alla base del processo di scansione, 5LYLVWD,WDOLDQDGHOOD6DOGDWXUDQ6HWWHPEUH2WWREUH 645 65XVFD5DGLRJUDÀD'LJLWDOH&DUDWWHUL]]D]LRQHGHLVLVWHPL&5SHUDSSOLFD]LRQLLQGXVWULDOL acquisizione ed elaborazione dell’immagine digitale. Tali test possono essere condotti anche dagli utilizzatori ed è loro interesse prevederle con una determinata frequenza in modo da rilevare quanto prima eventuali anomalie; ciononostante, come viene correttamente asserito anche dalle normative vigenti, l’analisi e l’azione correttiva delle anomalie rilevate dovranno comunque essere gestite dal personale tecnico specializzato del costruttore. Di seguito sono elencate le principali prove addizionali: r r r r r r r verifica delle distorsioni geometriche: verifica del corretto trasporto in entrambe le direzioni del piano di scorrimento dell’IP nello scanner durante la scansione; verifica di funzionalità del fascio laser dello scanner: verifica dell’integrità del laser, dell’assenza di fenomeni di “jitter” del fascio, dell’assenza di dispersione del segnale, della corretta focalizzazione del fascio; verifica di fenomeni di “blooming/flare”: verifica dell’assenza di zone sovraesposte a causa di fenomeni di saturazione; verifica di fenomeni di “slipping”: verifica dell’assenza di fenomeni di scivolamento dell’IP durante la scansione, possibile causa di differenza di GV in aree uniformemente espsote; verifica di fenomeni di “shading”: verifica dell’uniformità di intensità del laser su tutta la larghezza di scansione e del corretto allineamento dei fotomoltiplicatori, presenti per l’amplificazione del segnale in uscita dai “fosfori” scansionati; verifica di corretta eliminazione dell’immagine: verifica del corretto funzionamento del dispositivo di cancellazione dell’immagine, necessaria ad evitare la presenza di “ghost” sulle radiografie successive; verifica della presenza di “artefact” sull’IP: verifica Figura 2 - Phantom CR: set di indicatori di qualità mirati alla valutazione e al monitoraggio delle prestazioni di un sistema CR 646 5LYLVWD,WDOLDQDGHOOD6DOGDWXUDQ6HWWHPEUH2WWREUH r dell’assenza di difetti sugli IP (paragonabili ai cosiddetti “difetti film”, tipici delle pellicole tradizionali), possibili cause di difficile o errata interpretazione delle immagini digitali; verifica del comportamento dell’IP: verifica della linearità della risposta degli IP sia in valore assoluto (variazioni di GV ottenuti in risposta proporzionali alle variazioni dei parametri di esposizione), sia nel tempo (valori costanti di GV ottenuti a parità di esposizione in esposizioni successive). Per le prove sopra citate gli utilizzatori possono servirsi dei “phantom” specifici, di cui, nella Figura 2, è presentata la tipologia proposta dalle normative europee ed internazionali: 6. ClassiÀcazione dei Sistemi CR La classificazione dei sistemi CR, a fronte delle prove descritte nei precedenti paragrafi, è basata sul minimo valore di SNR e sul massimo valore di SRb; la tabella di classificazione, in accordo alla norma europea di riferimento, è riportata nella Figura 3. Come si evince dalla Figura 3, a livello europeo, i sistemi CR sono suddivisi in sei classi e la relativa designazione, IP X/Y- è definita da due valori: 1. 2. X: indice numerico variabile da 1 a 6 in funzione del minimo valore di SNR ottenuto; Y: valore ottenuto per la massima risoluzione spaziale SRb. A titolo di esempio, se un sistema CR è classificato IP2/80, significa che esso è caratterizzato da SNR minimo pari a 117 e da SRb massima di 80 μm; a tal proposito, è fondamentale tenere presente che SRb deve essere valutata sia in direzione parallela alla direzione di scansione del laser, sia nella direzione ad essa ortogonale: nel caso in cui si ottengano risultati differenti, per ragioni cautelative, il valore da Figura 3 - Classificazione dei Sistemi CR in funzione del minimo SNR, in accordo a UNI EN 14784-1 65XVFD5DGLRJUDÀD'LJLWDOH&DUDWWHUL]]D]LRQHGHLVLVWHPL&5SHUDSSOLFD]LRQLLQGXVWULDOL assumere come rappresentativo delle prestazioni del sistema CR in studio deve essere il maggiore dei due. A valle di quanto sopra descritto, è opportuno fare alcune precisazioni: innanzi tutto, la classificazione del sistema, sebbene non ne tenga traccia esplicitamente nella designazione, non deve prescindere dal soddisfacimento degli altri requisiti (ovvero dei risultati di tutte le altre prove di caratterizzazione), che dovranno essere verificati e mantenuti nel tempo; inoltre, aspetto questo ancora più rilevante, è necessario considerare che lo stesso IP (o sistema CR) può soddisfare i requisiti di tutte le sei classi previste, a seconda delle differenti condizioni operative di utilizzo. Ciò è dovuto alla maggiore ampiezza del range dinamico che contraddistingue un sistema CR rispetto ad un sistema tradizionale a film: questo significa che, a differenza di una pellicola tradizionale la quale può appartenere ad una sola classe (UNI EN 584-1), lo stesso IP può, ad esempio, rientrare in classe 6 (UNI EN 14784-1) se esposto per breve tempo con alte energie, compensando tramite una scansione ad elevato livello di amplificazione (gain) elettronica, oppure può rientrare in classe 1 (UNI EN 14784-1) se esposto con tempi di esposizione maggiori, energie minori e se scansionato con minori livelli di amplificazione da parte dello scanner. In ultima analisi, la motivazione di questa differenza di comportamento tra tecniche CR e tecniche tradizionali può essere ricercata nella differenza dell’andamento delle curve sensitometriche degli IP rispetto a quello delle curve delle pellicole: le prime sono lineari e caratterizzate da bassa pendenza, le seconde, invece, dopo un tratto pressoché costante, crescono rapidamente ed è proprio in tale zona, caratterizzata da elevata pendenza ma anche da breve estensione, che i film devono essere utilizzati, dal momento che questo andamento corrisponde ad una loro risposta molto “contrastata” quando opportunamente esposti. Infine, completa la classificazione di un sistema CR un ultimo parametro, noto con la designazione “CEN Speed”, la cui misurazione è a carico dei costruttori: esso rappresenta la velocità di risposta, espressa in termini di dose radiografica assorbita (misurata in gray – Gy), necessaria per ottenere un determinato valore di GV su un IP appartenente ad una determinata classe X. sensibilità imposta nelle differenti applicazioni. In generale, prove successive alla caratterizzazione iniziale devono comunque essere fatte, o dal costruttore o dall’utilizzatore (nel caso non siano troppo gravose), ogni volta che si presentino le seguenti situazioni: r r r r Scopo di queste prove è ovviamente accertarsi che le variazioni apportate e/o gli inserimenti fatti non abbiano compromesso il livello qualitativo che caratterizzava le prestazioni del sistema in precedenza. Per quanto concerne, invece, il monitoraggio delle caratteristiche di un sistema CR nel tempo, a prescindere dall’effettuazione di modifiche, è necessario definire innanzi tutto la frequenza temporale che si intende adottare, la scelta dipende dai seguenti fattori: r r r r r grado di utilizzo del sistema; condizioni operative ed ambientali in cui il sistema lavora; indicazioni fornite dal costruttore; criticità delle applicazioni a cui il sistema è dedicato (anche piccole variazioni possono essere determinanti se la sensibilità richiesta è molto alta); accordi fra le parti (esigenze e/o richieste particolari del cliente). Le principali verifiche che devono essere fatte riguardano i seguenti parametri: r r 7. VeriÀca della Stabilità a Lungo Termine dei Sistemi CR r La caratterizzazione e la successiva classificazione di un sistema CR rappresentano condizioni indispensabili per introdurre il sistema stesso in ambito industriale ed utilizzarlo in modo affidabile e con la consapevolezza da parte dell’utilizzatore dei suoi pregi e dei suoi limiti. A questa fase iniziale devono essere associate le fasi, altrettanto importanti, di monitoraggio delle prestazioni nel tempo per rilevare e quantificare eventuali variazioni della qualità delle immagini digitali ottenute durante le ispezioni, in modo da essere sempre in grado di poter rispettare la modifiche dell’hardware; riparazioni e adeguamenti dello scanner; aggiornamenti dei software; introduzione di nuovi IP. r r r r SRb: valutata o tramite indicatore “duplex wire” o tramite indicatore a linee convergenti. SNR: valutato mediante esposizioni su blocco a gradini e con una periodicità ad esempio annuale; si tenga presente a tal proposito che SNR può variare a seguito dell’usura degli IP o dei fotomoltiplicatori del segnale dello scanner; in generale, una sua riduzione è ammessa non oltre un certo valore % rispetto al valore iniziale mentre un suo aumento è accettato senza restrizioni, se questo non comporta riduzioni di SRb. Contrasto: valutato in base alla capacità di visualizzare una percentuale del materiale in esame. Slipping: valutato in termini di “sì/no”, ovvero con prova qualitativa volta alla semplice rilevazione della presenza del fenomeno. Fluttuazioni (jitter): valutato anch’esso in termini di “sì/ no”. Shading: valutato come percentuale ad una determinata distanza. Comportamento e stato degli IP: presenza di “artefact”, presenza di “ghost” a seguito del processo di 5LYLVWD,WDOLDQDGHOOD6DOGDWXUDQ6HWWHPEUH2WWREUH 647 65XVFD5DGLRJUDÀD'LJLWDOH&DUDWWHUL]]D]LRQHGHLVLVWHPL&5SHUDSSOLFD]LRQLLQGXVWULDOL r cancellazione delle immagini, linearità della risposta, decadimento della risposta. Fading: da verificare in linea di principio solo se vi è stato un cambio di marca di scanner e/o di IP e non si hanno dati tecnici in merito da parte del costruttore o se il sistema in esame viene impiegato in condizioni estreme di temperatura. I parametri d’esposizione delle prove condotte devono essere registrati e i relativi risultati devono essere opportunamente documentati, così come la data di esecuzione e il nome del tecnico qualificato che le ha eseguite. 8. Conclusioni A conclusione di questa breve rassegna delle fasi principali dell’iter di caratterizzazione dei sistemi CR, è possibile fare alcune considerazioni, frutto delle esperienze che IIS sta maturando in materia negli ultimi anni, derivanti non solo dall’utilizzo del proprio sistema CR ma anche dalla collaborazione con importanti realtà industriali italiane che hanno introdotto la radiografia computerizzata fra i loro metodi di indagine. La caratterizzazione di un sistema CR, così come di ogni altra tecnologia (specie se innovativa), è processo indispensabile al fine di conoscerne le reali potenzialità e risulta altresì importante avere il supporto di riferimenti normativi nazionali ed internazionali per garantire un iter unificato che consenta anche il confronto fra differenti sistemi, testati in differenti laboratori. Ciò tuttavia non significa che la conduzione di tutte le prove proposte a livello normativo sia fattibile dagli utilizzatori senza sovraccarichi in termini sia economici, sia di attrezzatura necessaria, sia di tempi di esecuzione. Nel caso specifico della radiografia computerizzata, esempio evidente è rappresentato dalla misurazione di SRb mediante gli IQI a doppio filo (“duplex wire”) in cui vengono richieste macchine radiogene con macchie focali inferiori a 1 mm, valore non caratteristico delle macchine radiogene tipicamente usate dall’industria, e distanze fuoco-film di almeno 1 m, valore che implica tempi di esposizione spesso incompatibili con le tempistiche industriali; un altro esempio importante è costituito dai “phantom”, spesso citati anche in questo articolo: essi sono molto costosi e hanno peraltro il limite di essere significativi solo per caratterizzare i sistemi ma non per validare tecniche, dal momento che non sono affatto sostitutivi di RQI (“Representative Quality Indicator”), ovvero di blocchi di campione opportunamente difettati, rappresentativi dell’oggetto in esame. Per tenere conto delle problematiche suddette, molte delle prove proposte sono in effetti ritenute compito dei costruttori ma di fatto spesso ciò non si verifica perché i riferimenti normativi in vigore non sono noti o non sono tenuti in debita considerazione. Nel caso in cui i costruttori si facciano realmente carico delle prove, non va comunque trascurato 648 5LYLVWD,WDOLDQDGHOOD6DOGDWXUDQ6HWWHPEUH2WWREUH Figura 4 - Esempio di contrastimetro (ASTM E 1647-98a): lo spessore T dell’indicatore varia in funzione del materiale radiografato che il costo che deriva dal rilascio della certificazione conseguente si rivela anch’esso molto elevato. Particolare interesse merita inoltre la competenza richiesta al personale addetto all’utilizzo di tali tecnologie: specie nelle fasi di caratterizzazione e nell’interpretazione dei relativi risultati, il tecnico radiologo dovrebbe possedere adeguata conoscenza e sufficiente esperienza anche nel campo dell’elettronica e dell’informatica, condizione questa che non sempre si verifica e che, nel caso si verifichi, non può comunque prescindere dall’intervento di tecnici specializzati del costruttore per manutenzioni, per la risoluzione di problemi software e/o hardware, per la comprensione di errati funzionamenti di qualche componente. Allo stato dell’arte attuale, la sinergia fra utilizzatori e costruttori è fondamentale per una consapevole ed affidabile introduzione dei sistemi CR nell’industria: a tal proposito, è importante segnalare che per il calcolo di parametri essenziali, quali ad esempio SNR e SRb, gli sviluppi a livello di software negli ultimi mesi sono stati molto incoraggianti sebbene non ancora totalmente risolutivi. Recenti sviluppi e modifiche a favore degli utilizzatori riguardano inoltre alcuni requisiti previsti dalle nuove edizioni delle norme EN 14784, ISO 16371 e ISO 17636, che ne hanno infatti ridotto la severità: r nel caso si debba operare sia in classe A sia in classe B (anche nella tecnologia CR è prevista la suddivisione in Classe A e Classe B storicamente presente nella radiografia tradizionale in accordo a EN 444), a parità di spessori radiografati, si possono accettare valori di SRb peggiori (valutati con il metodo dell’IQI a doppio filo); r parametri quali SNR, SRb e, in linea di principio, quelli derivanti da prove basate sull’utilizzo di IQI a doppio filo ed altri indicatori quali ad esempio i contrastimetri (Fig. 4), possono sostituire i risultati di procedure ed 65XVFD5DGLRJUDÀD'LJLWDOH&DUDWWHUL]]D]LRQHGHLVLVWHPL&5SHUDSSOLFD]LRQLLQGXVWULDOL algoritmi di calcolo lunghi ed artificiosi indicati nelle precedenti edizioni per la valutazione di prestazioni ed output del sistema, quali il cosiddetto “read-out intensity”. Infine, è necessario prestare attenzione al fatto che gli standard esistenti in materia, sebbene possano rappresentare un grande supporto per gli utilizzatori e per i costruttori, se correttamente applicati, non sono tuttavia esaustivi o, almeno, non lo sono nelle parti relative alla caratterizzazione del sistema: ad esempio, non vengono fornite specifiche indicazioni o indicati requisiti minimi di componenti hardware quali la workstation o il monitor; circa quest’ultimo, per esempio, è necessario ricorrere ad altri riferimenti (tipicamente norme di prodotto) per ottenere informazioni sulle prestazioni minime richieste, quali: r r r r luminanza minima (espressa in cd/m2); risoluzione minima; dimensione massima del pixel; range minimo di “grigi”; r r rapporto minimo fra luminanza massima e luminanza minima fornite; setup tramite immagini di prova. Alla luce di quanto sopra esposto, appare evidente che molti sono ancora gli aspetti che devono essere affrontati ed approfonditi da parte degli utilizzatori, dei costruttori ma anche degli organi preposti alla standardizzazione, i quali hanno l’importante compito di redigere documenti che riescano a conciliare il rigore tecnico-scientifico con le esigenze di campo e le oggettive difficoltà operative che si incontrano nell’applicazione a livello industriale di nuove tecnologie. Senza dubbio, l’attività di sperimentazione svolta finora ha portato a risultati positivi e ad una buona consapevolezza delle prestazioni dei sistemi CR; una volta consolidate queste conoscenze e questa fase di caratterizzazione, il passo successivo è rappresentato dalla messa a punto delle tecniche, dal setup dei sistemi in specifiche applicazioni di interesse industriale e dalla conseguente stesura delle relative procedure di controllo. BibliograÀa [1] UNI EN 14784-1:2006 “Prove non distruttive - Radiografia industriale computerizzata mediante l’impiego di schermi ai fosfori - Parte 1: Classificazione dei sistemi” [2] UNI EN 14784-2:2006 “Prove non distruttive - Radiografia industriale computerizzata mediante l’impiego di schermi ai fosfori - Parte 2: Principi generali per l’esame dei materiali metallici utilizzando raggi X e raggi gamma” [3] ISO 16371-1:2011 “Non-destructive testing - Industrial computed radiography with storage phosphor imaging plates - Part 1: Classification of systems” Simone RUSCA, laureato in ingegneria meccanica nel Febbraio 2002 presso l’Università degli Studi di Genova, International Welding Inspector - Comprehensive dal 2005, Livello 3 EN 473 / ISO 9712 nei metodi VT, MT, PT, RT, LT, ricopre il ruolo di Responsabile del Centro Esame IIS del Personale addetto alle Prove non Distruttive dal 2006 e di Responsabile dell’Area Formazione Controlli non Distruttivi dal 2009. In forza alla Divisione Formazione dell’Istituto Italiano della Saldatura dal Settembre 2002, svolge attività di docenza nell’ambito delle Prove non Distruttive e dell’Ispezione dei Giunti saldati e attività di sviluppo e set-up di tecnologie innovative nel campo delle Prove non Distruttive, quali la Radiografia Computerizzata. 5LYLVWD,WDOLDQDGHOOD6DOGDWXUDQ6HWWHPEUH2WWREUH 649 “Cerchiamo di rendere migliore il vostro lavoro e la vostra vita.” DELVIGO COMMERCIALE Supporti ceramici per la saldatura MATAIR Forni, aspirazione e riciclaggio dei Áussi CETh, trattamenti termici Loc. Cerri, 19020 Ceparana di Follo SP Tel. 0187931202; Fax 0187939094; E-mail [email protected]; www.delvigo.com 4XDOLÀFD]LRQHGHOSURFHVVRGL SODFFDWXUDQRUPDWLYDDSSOLFDELOH A. Pandolfo * Sommario6XPPDU\ Nel mondo della fabbricazione delle costruzioni di apparecchi in pressione, reattori, valvole e tubazioni il processo di placcatura interna mediante saldatura rappresenta molto spesso uno degli aspetti più critici e delicati. Il controllo dei parametri che influenzano le caratteristiche della placcatura, si esegue, come per le altre saldature, attraverso l’uso di specifiche di procedura di saldatura (WPS), necessarie per fornire una base ben definita per la programmazione delle attività di saldatura. La preparazione di una specifica di procedura di saldatura fornisce la base necessaria, ma non garantisce di per sé che le saldature rispondano ai requisiti richiesti. Alcune irregolarità operative e la composizione chimica del placcato, possono essere valutate mediante metodi non distruttivi o semidistruttivi sul prodotto finito, mentre le eventuali deviazioni metallurgiche, costituiscono un problema, in quanto non è possibile rilevarle con metodi non distruttivi. Questi aspetti richiedono pertanto un opportuno controllo della qualità, prima e durante la saldatura, di cui sono elementi fondamentali la qualificazione delle procedure di saldatura. Weld overlay is one of the most critical welding processes for pressure vessels, reactors, valves and pipelines construction. Welding parameters control, influencing mechanical properties of weld metals, is obtained - as well as other welding processes - through the use of welding procedure specification (WPS), necessary to provide a welding operations plan. Production of welding procedure specification is a basic factor, but it is not enough to ensure welded joints requirements. Some defects and chemical compositions of clad metals can be evaluated by nondestructive methods while it is not possible to check metallurgical imperfections with non-destructive methods. These factors require a proper quality control, before and during overlay welding, essential for qualification of welding procedures. IIW Thesaurus Keywords: Building up by welding; buttering; cladding; hardfacing; metallography; nondestructive testing; process qualification; standards; test pieces; ultrasonic testing; visual inspection. (°) Memoria presentata al Convegno IIS: “La placcatura nella fabbricazione di apparecchiature in pressione” - Genova, 10 Novembre 2011 * IIS Cert dell’Istituto Italiano della Saldatura - Genova Rivista Italiana della Saldatura - n. 5 - Settembre / Ottobre 2012 651 $3DQGROIR4XDOLÀFD]LRQHGHOSURFHVVRGLSODFFDWXUDQRUPDWLYDDSSOLFDELOH r 1. Le normative Il parco normativo relativo al mondo della saldatura è assai vasto; per semplificare, le norme che in qualche misura contribuiscono a standardizzare gli aspetti connessi con la saldatura, possono essere suddivise in due grandi gruppi: r norme di fabbricazione di specifici prodotti per i quali la saldatura rappresenta comunque un aspetto importante; r norme specificatamente e direttamente dedicate alla saldatura, trasversali al prodotto (ad esempio le norme relative ai requisiti di qualità in saldatura, ai materiali di apporto, alla qualifica delle procedure di saldatura e dei saldatori). Gli enti normatori preposti alla redazione di norme tecniche nel settore della saldatura (e non solo) sono l’UNI (in ambito nazionale italiano), il CEN (in ambito europeo) e l’ISO (in ambito internazionale). L’UNI, oltre alla preparazione e pubblicazione di norme in prima persona, deve recepire (in alcuni casi tradurre) e pubblicare le norme europee emanate dal CEN (Comitato Europeo di Normazione). Le norme così recepite vengono identificate dalla sigla EN preceduta da quella dell'ente di normazione nazionale, nel caso dell'Italia UNI, della Germania DIN, dell'Inghilterra BSI. Grazie agli accordi di collaborazione tra ISO e CEN, le norme internazionali ISO esistenti, se ritenute soddisfacenti dal CEN, possono essere adottate da quest’ultimo come norme europee e viceversa, dando luogo a norme EN ISO che successivamente diventano, in ambito nazionale, norme UNI EN ISO. Negli ultimi anni la normativa sulle specifiche di procedura di saldatura (WPS) è stata oggetto di un percorso di grande rinnovamento. L’aspetto più rilevante di tale percorso è che, con la norma UNI EN ISO 15614-7, elaborata dal CEN nel settore della certificazione delle procedure di riporti con saldatura, viene a colmarsi un vuoto normativo in ambito europeo, dal momento che le norme della serie UNI EN ISO 15614 non abbracciavano tutti i processi di saldatura, tutti i materiali base più importanti e tutte le applicazioni. Per la stesura delle WPS la serie delle norme UNI EN ISO 15609, suddivise per tipologia di processo, richiamate nella suddetta norma sono la: r UNI EN ISO 15609-1 - Specificazione e qualificazione delle procedure di saldatura per materiali metallici - Specificazione della procedura di saldatura - Parte 1: Saldatura ad arco; r UNI EN ISO 15609-3 - Specificazione e qualificazione delle procedure di saldatura per materiali metallici - Specificazione della procedura di saldatura - Parte 3: Saldatura a fascio elettronico; 652 5LYLVWD,WDOLDQDGHOOD6DOGDWXUDQ6HWWHPEUH2WWREUH UNI EN ISO 15609-4 – Specificazione e qualificazione delle procedure di saldatura per materiali metallici - Specificazione della procedura di saldatura - Parte 4: Saldatura a fascio laser. Per la qualificazione delle WPS le altre norme applicabili richiamate sono: r UNI EN ISO 15607 - Specificazione e qualificazione delle procedure di saldatura per materiali metallici - Regole generali; r UNI EN ISO 15614-7 - Specificazione e qualificazione delle procedure di saldatura per materiali metallici - Prove di qualificazione della procedura di saldatura - Parte 7: Riporti mediante saldatura; r UNI EN ISO 15613 - Specificazione e qualificazione delle procedure di saldatura per materiali metallici Qualificazione sulla base di prove di saldatura di preproduzione. Altre norme pubblicate, che riguardano, direttamente o indirettamente, la placcatura mediante saldatura, sono le seguenti: r UNI EN 1011-5 - Raccomandazioni per la saldatura di materiali metallici - Parte 5: Saldatura degli acciai placcati; r UNI EN ISO 9692-4 - Saldatura e procedimenti connessi - Raccomandazioni per la preparazione dei giunti - Parte 4: Acciai placcati. Le principali norme americane nel settore della certificazione delle procedure di saldatura mediante placcatura sono l’ASME Boiler & Pressure Vessel Code, Sezione IX e Sezione VIII, Divisione 1 e 2. 2. La TualiÀcazione delle procedure di saldatura 2.1 La procedura di saldatura (WPS) Gli aspetti fondamentali che influenzano le caratteristiche finali di una placcatura sono: r imperfezioni operative: legate alle capacità operative del saldatore/operatore di saldatura; r imperfezioni metallurgiche: legate alla metallurgia della saldatura e quindi direttamente dipendenti dai parametri di saldatura. Questi aspetti richiedono pertanto un opportuno controllo della qualità prima e durante la saldatura, di cui sono elementi fondamentali la qualifica dei processi di saldatura e la certificazione dei saldatori e degli operatori di saldatura. Il controllo dei parametri che influenzano le caratteristiche del giunto, si esegue attraverso l’uso di specifiche di procedura di saldatura (WPS), necessarie per fornire una base ben definita per la programmazione delle attività di saldatura e per il controllo della qualità durante la saldatura. La preparazione di una specifica di procedura di saldatura fornisce la base necessaria, ma non garantisce di per sé che le saldature rispondano ai requisiti richiesti. Alcune irregolarità, in particolare imperfezioni operative, possono essere valutate mediante metodi non distruttivi sul prodotto finito. Le deviazioni metallurgiche costituiscono comunque un problema importante, in quanto la loro valutazione non è $3DQGROIR4XDOLÀFD]LRQHGHOSURFHVVRGLSODFFDWXUDQRUPDWLYDDSSOLFDELOH possibile con metodi non distruttivi. La WPS deve fornire tutti i dettagli per la corretta esecuzione della saldatura, deve garantire la ripetibilità del risultato e inoltre rappresenta il know-how del costruttore. Le norme definiscono i contenuti tecnici delle specifiche di saldatura (WPS) e le modalità con le quali qualificarle mediante esami e prove, finalizzati a verificare la fusione tra il riporto di saldatura e il materiale di base e garantire un adeguato deposito di materiale di placcatura, con caratteristiche anticorrosive. Allo scopo di qualificare una procedura di saldatura di placcatura è necessario predisporre una WPS preliminare (pWPS) - in conformità alle relative parti delle norme applicabili UNI EN ISO 15609 o ASME Sezione IX, eventualmente integrate con altre specifiche contrattuali - nella quale devono essere specificati tutti i parametri inerenti l’attività di saldatura e devono essere descritte tutte le informazioni necessarie all’esecuzione del saggio di prova. 2.2 Prove di qualificazione della procedura di saldatura (WPQR) secondo la normativa UNI EN ISO 15614-7 Specificazione e qualificazione delle procedure di saldatura per materiali metallici - Prove di qualificazione della procedura di saldatura - Parte 7: Riporti mediante saldatura La norma di certificazione UNI EN ISO 15614-7 si riferisce alla saldatura di placcatura, ovunque tale processo venga applicato. Si adattano alle diverse caratteristiche di qualità, sicurezza e campo di applicazione dei vari prodotti (reattori, valvole, tubazioni ecc…). L’uso di un metodo particolare di qualificazione è spesso un requisito obbligatorio di una norma di applicazione o in assenza di tale requisito il metodo di qualificazione deve essere concordato tra le parti contraenti allo stato di offerta o di ordine. La norma riguarda, come abbiamo detto, la qualificazione delle procedure di riporti di saldatura, mediante l’esecuzione di saggi di prova rappresentativi. In tale norma sono descritte le modalità con le quali una specifica di saldatura viene qualificata; in particolare vengono definiti: r Saggi di prova; r Esami e prove (da eseguire sui talloni di prova); r Campi di validità. La norma si applica a tutti i processi utilizzati per riporti superficiali di saldatura: r Riporto superficiale con saldatura (Overlay Welding); r Placcatura (Cladding) - Riporto superficiale con saldatura usato per migliorare la resistenza alla corrosione e al calore; r Riporto duro (Hardfacing) - Riporto con saldatura usato per migliorare la resistenza all’abrasione e all’urto. La norma non si applica per: r L’imburratura (Buttering) - Riporto superficiale con saldatura su un materiale per la transizione tra due metalli dissimili; r Build up - Riporto superficiale con saldatura per ripristinare le dimensioni di materiali simili. Figura 1 - Saggio di prova - Lamiera Figura 2 - Saggio di prova - Tubo 2.2.1 Saggi di prova I saggi di prova devono essere realizzati in conformità con la pWPS, devono avere una configurazione geometrica che rispetti i requisiti di cui ai saggi standard e una lunghezza (o il numero dei pezzi) sufficiente per ricavare tutte le prove richieste (Figg. 1 e 2). Il tipo di materiale base, lo spessore e il diametro devono essere scelti in funzione del campo di validità. 5LYLVWD,WDOLDQDGHOOD6DOGDWXUDQ6HWWHPEUH2WWREUH 653 $3DQGROIR4XDOLÀFD]LRQHGHOSURFHVVRGLSODFFDWXUDQRUPDWLYDDSSOLFDELOH Figura 3 - Controlli e prove sui saggi Devono essere eseguiti almeno tre cordoni per ogni strato e se lo strato di sottofondo è usato in produzione, deve essere usato anche nel saggio di prova. 2.2.2 Esami e prove Per la qualificazione di una procedura di saldatura, il saggio di prova deve soddisfare i requisiti di Figura 3. Tutte le prove non distruttive devono essere eseguite sui saggi di prova prima del prelievo dei provini. Eventuali trattamenti termici dopo la saldatura devono essere completati prima delle prove non distruttive. I “NDT” devono essere eseguiti in accordo alla UNI EN ISO 17637 (esame visivo), UNI EN ISO 3452 (liquidi penetranti) e UNI EN ISO 17640 (esame ultrasonoro). Una procedura di saldatura è qualificata se le imperfezioni nel saggio di prova rientrano nei seguenti limiti: 1. Con l’esame visivo e l’esame di superficie: r non sono ammessi difetti planari e cricche; r non sono ammesse porosità individuali > 2 mm. 2. Con l’esame ultrasonoro non sono ammesse indicazioni, provenienti da imperfezioni, superiori a quelle ottenute da un foro a fondo piatto di diametro 8 mm. I provini per l’esame macroscopico devono essere preparati ed esaminati in conformità alla UNI EN ISO 17639. 654 5LYLVWD,WDOLDQDGHOOD6DOGDWXUDQ6HWWHPEUH2WWREUH Figura 4 - Prove di durezza L’esame macrografico deve includere la linea di fusione, la ZTA e la costruzione degli strati. Quando richiesto l’esame micrografico, la fotografia deve includere il materiale di base e la linea di fusione (ZTA). Le imperfezioni con l’esame macrografico devono rientrare nei seguenti limiti: r non sono ammessi difetti planari e cricche; r non sono ammesse porosità individuali > 2 mm. La prova di durezza HV10 o HV5 deve essere eseguita in conformità alla UNI EN ISO 9015-1, le misurazioni di durezza devono essere effettuate su una linea inclinata di 15° nella saldatura, nel metallo base e nella zona termicamente alterata (Fig. 4). $3DQGROIR4XDOLÀFD]LRQHGHOSURFHVVRGLSODFFDWXUDQRUPDWLYDDSSOLFDELOH Figura 5 - Valori di durezza I valori di durezza non devono eccedere i valori riportati nella Figura 5. I provini e l’esecuzione della prova di piegamento devono essere conformi alla UNI EN ISO 5173. Il diametro del mandrino o rullo di piegamento deve essere pari a 4 t e l’angolo di piegamento deve essere di 120° per un metallo base avente un allungamento A ≥ 20%. Per un metallo base avente un allungamento A < 20% si deve applicare la formula seguente: d = diametro del mandrino; ts = spessore del provino; A = allungamento %. Durante la prova, i provini non devono rivelare alcun difetto singolo di lunghezza > 3 mm in ogni direzione (i difetti che si rilevano in corrispondenza degli spigoli di un provino durante la prova devono essere trascurati nella valutazione). Per il riporto anticorrosivo dovrà essere determinata l’analisi chimica del riporto di saldatura in accordo con la norma di applicazione o della specifica di riferimento. Se, in produzione, il riporto anticorrosivo deve essere lavorato di macchina, allora un’analisi chimica addizionale dovrà essere eseguita sul minimo spessore dopo lavorazione di macchina (Fig. 6). Quando richiesto, il contenuto di ferrite deve essere determinato in accordo con le specifiche di riferimento. Una norma di applicazione può specificare prove addizionali, per esempio prove di corrosione. 2.2.3 Campo di validità Ogni cambiamento al di fuori dei limiti di validità specificati richiede l’esecuzione di una nuova prova di procedura di saldatura. La qualificazione di una determinata WPS deve ritenersi valida quando la stessa venga utilizzata sotto il controllo tecnico e della qualità dello stesso costruttore. Materiali base, spessore e diametro La validità è limitata a materiali dello stesso grado di quelli Figura 6 - Analisi chimica adoperati per le prove; di fatto, vale il principio del raggruppamento dei materiali suddivisi per gruppi, già collaudato con le norme EN di prodotto, reso poi univoco per le norme europee impiegate per la qualificazione dei procedimenti e dei saldatori/operatori mediante l’impiego della ISO/TR 15608. Per gli acciai si vedano le estensioni di validità delle Figure 7 e 8. La qualificazione di una prova di procedura di saldatura per tubi < 150 mm deve essere eseguita su un tubo. La qualificazione di una prova di procedura di saldatura eseguita su un diametro D è valida per tutti i diametri > 0,75. Procedimento La qualificazione è valida solo per il(i) procedimento(i) di saldatura utilizzato(i) nella prova di procedura di saldatura. La qualificazione è valida solo per la tecnica utilizzata (ad esempio con oscillazione) utilizzata nella prova di procedura di saldatura. 5LYLVWD,WDOLDQDGHOOD6DOGDWXUDQ6HWWHPEUH2WWREUH 655 $3DQGROIR4XDOLÀFD]LRQHGHOSURFHVVRGLSODFFDWXUDQRUPDWLYDDSSOLFDELOH Apporto termico La qualificazione vale, per tutti gli strati, fino a un massimo del - 10% + 25% oltre il valore registrato durante la prova di procedura di saldatura. Figure 7 - Campo di qualifica per gli acciai Figure 8 - Campo di qualifica per gli spessori Materiale d’apporto I materiali d’apporto coprono altri metalli d’apporto purché essi abbiano caratteristiche meccaniche equivalenti, lo stesso tipo di rivestimento o di flusso, la stessa composizione chimica nominale ed un tenore di idrogeno minore o uguale secondo la designazione nella norma appropriata per il metallo d’apporto in questione. Spessore depositato Per il riporto anticorrosivo, quando la placcatura deve essere lavorata di macchina, (una prova addizionale di analisi chimica deve essere eseguita sulla superficie finale lavorata) e il minimo deposito qualificato è lo spessore provato con analisi chimica. Posizione di saldatura La qualificazione vale per la posizione di saldatura utilizzata nella prova di procedura di saldatura. Comunque la posizione PC qualifica anche le posizioni PA e PB. Tipo di corrente La qualificazione vale per il tipo di corrente [corrente alternata (c.a.), corrente continua (c.c.), corrente pulsante] e per la polarità utilizzata nella prova di procedura di saldatura. 656 5LYLVWD,WDOLDQDGHOOD6DOGDWXUDQ6HWWHPEUH2WWREUH Preriscaldo e interpass Quando è richiesto il preriscaldo, il limite inferiore della qualificazione ottenuta è la temperatura di preriscaldo nominale applicata all’inizio della prova di procedura di saldatura, per ciascun strato. Il limite superiore della qualificazione ottenuta è la massima temperatura nominale fra le passate raggiunta nella prova di procedura di saldatura. Trattamento termico Non è ammesso togliere il post-riscaldo. Non è ammesso aggiungere o togliere il PWHT. Il campo di temperatura qualificato è la temperatura di mantenimento, ± 20 °C, applicata nella prova di procedura di saldatura, se non diversamente specificato. Qualora sia richiesto, le velocità di riscaldamento, le velocità di raffreddamento ed il tempo di mantenimento devono essere messi in relazione con il componente di produzione. Numero degli strati per il riporto anticorrosivo Il deposito con tecnica a strato singolo, qualifica anche la tecnica a strati multipli. Il deposito con tecnica a strati multipli, non qualifica la tecnica a strato singolo. Processo 111 La qualificazione ottenuta è valida per il diametro di elettrodo usato nella prova di procedura di saldatura, più o meno un diametro di elettrodo per ciascuna passata, purché siano soddisfatti i requisiti dell’apporto termico. Processo 12 (Arco sommerso) e 72 (Elettroscoria) La qualificazione ottenuta è limitata al sistema di filo elettrodo usato nella prova di procedura di saldatura (per esempio sistema a filo/nastro unico o a fili/nastri multipli). La qualificazione ottenuta per il flusso in combinazione con un filo/nastro è limitata alla marca ed alla classificazione in accordo con la UNI EN ISO 14174 usata nella prova di procedura di saldatura. La qualificazione ottenuta è limitata a ogni dispositivo supplementare usato nella prova di procedura di saldatura (per esempio sistema di controllo del campo magnetico, quando si usa il nastro o l’oscillazione dell’elettrodo). La qualificazione ottenuta è limitata al diametro del filo o alla sezione del nastro usato nella prova di procedura di saldatura. $3DQGROIR4XDOLÀFD]LRQHGHOSURFHVVRGLSODFFDWXUDQRUPDWLYDDSSOLFDELOH Processo 131, 135, 136, 137 e 141 La qualificazione ottenuta per il gas di protezione è limitata al simbolo del gas secondo la UNI EN ISO 14175 usato nella prova di procedura di saldatura. La qualificazione ottenuta è limitata al sistema di filo elettrodo usato nella prova di procedura di saldatura (per esempio sistema a filo unico o a fili multipli). Processo 15 (Plasma) In aggiunta a quanto richiesto per il 141 la qualificazione ottenuta è limitata a: r forma del filo usato; r marca, sezione e tipo di polvere usato; r velocità della polvere ± 10%; r metodo di trasferimento (trasferito o non trasferito); r diametro della torcia usato. 2.2.4 Verbale di Qualificazione (WPQR) Il verbale di qualificazione di procedura di saldatura (WPQR) costituisce un'attestazione dei risultati della valutazione di Figura 9 - QW-453: campo di qualifica per gli spessori e prove ciascun saggio di prova. Deve essere utilizzato un modulo adeguato di WPQR per registrare i dettagli della procedura di saldatura ed i risultati dei controlli e delle prove, allo scopo di facilitare in modo uniforme la presentazione e la valutazione dei dati. 2.3 Prove di qualificazione della procedura di saldatura (PQR) secondo Codice ASME Boiler & Pressure Vessel Code, Sezione IX 2.3.1 Saggi di prova e tipi di prova Le dimensioni dei saggi di prova, i campi di validità, gli esami e le prove richieste sono specificati in QW-214 - “Corrosion-Resistant Weld Metal Overlay” e in QW-453, (Fig. 9). I saggi di prova, per la saldatura dei riporti, devono qualificare le gamme di spessori sia del metallo di base (T) che del metallo di apporto depositato come overlay (t) da utilizzare in produzione. I limiti della qualificazione devono essere conformi al QW-453. Il metallo di base può essere costituito da piastre, tubi o altre forme di prodotto. Una prova su piastra è valida anche per qualificare saldature di tubi e viceversa. Il tipo ed il numero di provini che devono essere sottoposti a prove per la qualificazione sono forniti in QW-453 e devono essere estratti in modo simile a quello illustrato in QW-462 (Figg. 10-14). Se un qualsiasi provino di prova richiesta da QW-453 non soddisfa i criteri di accettazione applicabili, il campione deve essere considerato come difettoso ed uno nuovo deve essere saldato. Le modalità di prova e i criteri di accettabilità delle prove meccaniche eseguite sui saggi saldati per la qualificazione delle procedure di saldatura sono definiti al QW-140 dell’Articolo I. 2.3.2 Limiti della qualificazione Per ogni processo di saldatura tutte le variabili essenziali e non essenziali elencate in QW-250 e definite nell’Articolo IV del Codice ASME Sezione IX (dati di saldatura), devono essere soddisfatte. Ogni cambiamento al di fuori dei limiti di validità specificati richiede l’esecuzione di una nuova prova di procedura di saldatura. Come esempio è riportata nella Figura 15 la tabella delle variabili relative al processo di saldatura SAW. Nel QW-402, relativo al tipo di giunto 5LYLVWD,WDOLDQDGHOOD6DOGDWXUDQ6HWWHPEUH2WWREUH 657 $3DQGROIR4XDOLÀFD]LRQHGHOSURFHVVRGLSODFFDWXUDQRUPDWLYDDSSOLFDELOH Figura 10 - QW-462.5(b): Posizione macro per analisi chimiche Figura 11- QW-462.5(c): Posizione prove di piega su tubi Figura 13 - QW-462.5(e): Posizione prove macro e analisi chimiche Figura 12 - QW-462.5(d): Posizione prove di piega su lamiere per il processo SAW, la sola variabile essenziale riferita al deposito di saldatura è: r Lo spessore t. Nel QW-403, relativo al tipo di metallo di base, ci sono due variabili essenziali: r Cambiare il P-No; r Lo spessore T (Vedere Tabella QW-453). Nel QW-404, relativo al tipo di metallo d’apporto, ci sono tre variabili essenziali e una non essenziale (simbolo X sulle rispettive colonne), di seguito si riportano le variabili: 658 5LYLVWD,WDOLDQDGHOOD6DOGDWXUDQ6HWWHPEUH2WWREUH Figura 14 QW-462.5(a): Posizione di prelievo dell’analisi chimiche $3DQGROIR4XDOLÀFD]LRQHGHOSURFHVVRGLSODFFDWXUDQRUPDWLYDDSSOLFDELOH Figura 15 - Variabili relative al processo SAW r Aumentare, diminuire o cambiare oltre il 10% la diluizione del filo supplementare; r Cambiare l’A-No; r Cambiare la composizione nominale del flusso. Nel QW-405, relativo alla posizione, la variabile essenziale è: r Cambiare la posizione di saldatura. Nel QW-406, relativo al preriscaldo e all’interpass, le variabili essenziali sono: r Il preriscaldo non si può ridurre di oltre 55 °C; r L’interpass non si può aumentare. Nel QW-407, relativo al trattamanto termico, la variabile essenziale è: r Il tempo di trattamento. Nel QW-409, relativo alle caratteristiche elettriche, ci sono due variabili: r Il cambio da AC in DC e viceversa; in DC il cambio della polarità; r Per il primo strato un incremento dell’apporto termico di oltre il 10% . Nel QW-410, relativo alla tecnica, ci sono tre variabili 5LYLVWD,WDOLDQDGHOOD6DOGDWXUDQ6HWWHPEUH2WWREUH 659 $3DQGROIR4XDOLÀFD]LRQHGHOSURFHVVRGLSODFFDWXUDQRUPDWLYDDSSOLFDELOH essenziali: r Passare dalla tecnica a passate multiple alla tecnica a passata singola; r Togliere il dispositivo per il controllo magnetico del nastro; r Cambiare il numero degli elettrodi; e le seguenti non essenziali: Cordoni tirati o oscillati, metodo di pulizia, oscillazione, stick-out, distanza tra gli elettrodi, manuale/automatico e martellatura. Una WPS deve descrivere tutte le variabili essenziali e non essenziali per ciascun processo di saldatura oggetto della WPS. Queste variabili sono elencate per ogni processo nelle Tabelle dal QW-252 al QW-265 e sono definite nell’Articolo IV del Codice ASME, Sezione IX (dati di saldatura). Possono essere fatte delle modifiche alle variabili non essenziali per adattarsi ad esigenze di produzione senza riqualificazione. Questo può essere fatto attraverso la correzione della WPS o la redazione di una nuova WPS. Modifiche al di fuori dei campi di validità delle variabili essenziali impongono la riqualificazione della WPS (nuova o aggiuntiva PQR per supportare la modifica alle variabili essenziali). 3. Conclusioni Le norme di certificazione, fatte le debite eccezioni, contengono una quantità rilevante di conoscenza condivisa e sono rappresentative, pertanto, del livello tecnologico acquisito nel settore di applicazione delle norme stesse. Il tecnico di fabbricazione tende spesso a fare affidamento principalmente sulla propria esperienza di lavoro ed a sottostimare le informazioni che possono essere tratte da un uso intelligente della normativa, in continuo aggiornamento per quanto riguarda tecnologia e materiali nei confronti delle esigenze degli operatori del settore. L’implementazione di un adeguato corpus normativo, infatti, non può che risultare di supporto a quella parte dell’industria nazionale che ha scelto la qualità come elemento caratterizzante la sua presenza sul mercato. BibliograÀa [1] UNI EN ISO 15614-7 Specificazione e qualificazione delle procedure di saldatura per materiali metallici Prove di qualificazione della procedura di saldatura - Part. 7: Riporti mediante saldatura. [2] ASME Boiler & Pressure Vessel Code, Sezione IX & Sezione VIII Divisione 1 e 2. Antonio PANDOLFO, diplomato Perito Meccanico Industriale nel 1974, è assunto all’Istituto Italiano della Saldatura nel 1976 come Ispettore PND nel Settore Controlli Non Distruttivi. Livello 2 UNI EN 473 nei metodi UT, RT, MT, PT. E’ qualificato European/International Welding Technologist. Dal 1999 è Responsabile dell’Area Certificazione Procedure e Saldatori dell’Istituto e attualmente ricopre la stessa funzione in IIS CERT. 660 5LYLVWD,WDOLDQDGHOOD6DOGDWXUDQ6HWWHPEUH2WWREUH Nuova Collana di CD Tecnici Articoli scelti da Rivista Italiana della Saldatura IIS Didattica 2011 Il processo di saldatura testa a testa con arco rotante costretto magneticamente (MIAB - Magnetic Impelled Arc Butt Welding) ,QÁXHQ]DGHOOHLPSXUH]]HVXOSURÀORGLSHQHWUD]LRQHQHOODVDOGDWXUD7,*GL acciai inossidabili austenitici: l’effetto Marangoni I trattamenti a freddo dopo saldatura per la distensione ed il miglioramento GHOOHSUHVWD]LRQLGHLJLXQWLVDOGDWL ,QWURGX]LRQHDOOHOHJKHDOOXPLQLROLWLRHGDOODORURVDOGDELOLWj ,QWURGX]LRQHDOODVDOGDWXUDFRQIDVFLRHOHWWURQLFR(%:HOGLQJ /DFDUDWWHUL]]D]LRQHGHLJLXQWLVDOGDWLPHGLDQWHSURYHPHFFDQLFKH Scienza e Tecnica 2011 7HFQLFKHG·LQGDJLQHXWLOL]]DWHQHOOD´IDLOXUHDQDO\VLVµ E. Ferrari (YROX]LRQHGHJOLDFFLDLLQRVVLGDELOLSHUVFDPELDWRULGLFDORUHDIDVFLRWXELHUR gli acciai superferritici - M. Murgia 1XRYDYLWDSHULO:5&UHYLVLRQHHLQQRYD]LRQHGHLFRQWHQXWLFRQOD SXEEOLFD]LRQHGHO:5&G. L. Cosso $SSOLFD]LRQHGHJOLDFFLDLLQRVVLGDELOLLQDFTXDGLPDUH - M. De Marco *OLDFFLDLDXVWHQRIHUULWLFLLQLPSLHJKLVWUXWWXUDOLXQDUHFHQWHHVSHULHQ]DGL YDOXWD]LRQHVSHULPHQWDOHGHOODUHVLVWHQ]DDIDWLFDGHLJLXQWLVDOGDWLM. Lanza 5HWURÀWWLQJ(QJLQHHULQJIRU)DWLJXH'DPDJHG6WHHO6WUXFWXUHVGDO*LDSSRQH XQULIHULPHQWRLPSRUWDQWHSHUOHDWWLYLWjGLULSDUD]LRQHGHLGDQQHJJLDPHQWL da fatica dei ponti metallici - S. Botta Codice: 101509, € 30,00 Soci IIS - Membri IIS Club € 24,00 -------------------------------------------------------------------------------------- La placcatura nella fabbricazione di apparecchiature in pressione Genova, 10 Novembre 2011 - Atti del Convegno Settore DDC Maura Rodella Lungobisagno Istria, 15 16141 GENOVA Tel. 010 8341385 Fax 010 8367780 Email: [email protected] www.weldinglibrary.com www.iis.it ,OSURFHVVRGLSODFFDWXUDDGHOHWWURVFRULDDSSOLFD]LRQHHSULQFLSDOL SUREOHPDWLFKHPHWDOOXUJLFKH - M. Mandina, A. Ottoboni / IIS Service; M. Magnasco / GE Oil & Gas 6FHOWDGHLPDWHULDOLG·DSSRUWRLQIXQ]LRQHGHOOHVSHFLÀFKHWHFQLFKHHGHL SURFHVVLXWLOL]]DWL- C. Casciaro, G. Gallazzi / ITW /DSODFFDWXUDGHJOLDSSDUHFFKLDSUHVVLRQHSURFHGLPHQWLHGDSSOLFD]LRQL F. Foroni, N. Maestri, M. Musti / Belleli Energy CPE $SSOLFD]LRQHGHLSURFHVVL*0$:&07H7,*+RW:LUHSHUZHOGRYHUOD\ WHFQRORJLDHGDSSOLFD]LRQL - M. Grandi, L. Gennari / Arroweld Italia 3URFHVVRGLSODFFDWXUDDGHVSORVLRQHFDUDWWHULVWLFKHHGHVSHULHQ]HDSSOLFDWLYH S. Pauly / Nobelclad-DMC 4XDOLÀFD]LRQHGHOSURFHVVRGLSODFFDWXUDQRUPDWLYDDSSOLFDELOH A. Pandolfo / IIS Cert &RQWUROORGHOODTXDOLWjGHOODSODFFDWXUDGLUHDWWRULSHUK\GURFUDFNLQJ SURFHGXUHHFULWHULGLDFFHWWDELOLWjDSSOLFDELOL- G. Zappavigna / GE Oil & Gas 3ODFFDWXUDGLUHFLSLHQWLLQSUHVVLRQHFDVLVWLFKHHVFHOWDGHOOHYDULHWLSRORJLH DSSOLFDWLYH&$6(678'<SODFFDWXUHQHOODIDEEULFD]LRQHGHL&RNH'UXP D. Quintiliani, L. Saturno, M. Del Prete / Walter Tosto Codice: 101510, € 30,00 Soci IIS - Membri IIS Club € 24,00 Dagli anni sessanta l’impegno di IIS e di ,,6&(57QHOODTXDOLÀFD]LRQH FHUWLÀFD]LRQH HDSSURYD]LRQHGHOSHUVRQDOH31' G. Costa * S. Morra ** Sommario / Summary Questo articolo fornisce informazioni sull’inizio dell’attività di qualificazione/certificazione in Italia e dati e indicazioni sulle esperienze tratte da IIS (Organismo Certificante Accreditato Sincert, poi Accredia, e Notificato CE, www.iis.it) e poi da IIS CERT (Organismo Certificante Accreditato Accredia e Notificato CE, www.iiscert.it) dall’applicazione delle norme EN 473, ISO 9712 e della direttiva 97/23/CE (PED) per quanto riguarda qualificazione, certificazione e approvazione del personale addetto alle prove non distruttive. In particolare sono discusse informazioni, aggiornate al 31 luglio 2012, sull’attività di qualificazione/ certificazione e di approvazione svolta dal gennaio 2001 (anno di inizio dell’applicazione dell’EN 473, seconda edizione e della direttiva PED) con riferimento alle certificazioni e approvazioni emesse e alla loro suddivisione per metodo e livello. Inoltre viene segnalato che, all’inizio del 2011, IIS ha generato due consociate, IIS CERT e IIS SERVICE, totalmente possedute, alla prima delle quali in particolare l’IIS ha ceduto le sue attività di certificazione e approvazione, mantenendo per sé, fra le altre, le attività di formazione, di insegnamento e di laboratorio; queste ultime, con quelle di ricerca e sviluppo, saranno cedute ad una terza consociata, IIS PROGRESS (www.iisprogress.it), che inizierà ufficialmente la sua attività all’inizio del 2013. This paper offers information on the beginning of qualification/certification activities in Italy and data and indi* Istituto Italiano della Saldatura, Genova ** IIS CERT dell’Istituto Italiano della Saldatura, Genova cations on the experiences gained by Italian Institute of Welding (Certifying Body Accredited by Sincert, and then Accredia, and Notified CE, www.iis.it) and more recently by IIS CERT (Certifying Body Accredited by Accredia and Notified CE, www.iiscert.it), applying the standards EN 473, ISO 9712 and the directive 97/23/CE (PED) on qualification, certification and approval of non destructive testing personnel. Particularly information updated to 31 July 2012 are given and discussed on the activity of qualification/certification since January 2001 (starting year for the application of EN 473, second edition, and PED directive) with reference to the issued certifications and approvals and to their distribution in method and level. Furthermore, it is reported that at the beginning of 2011 IIS originated two branches, IIS CERT e IIS SERVICE, both totally owned and passed to the first one its activities of certification and approval. Instead IIS maintained the training, education and laboratory activities; all of them, together with research and development activities, will be transferred to a third IIS branch, IIS PROGRESS (www.iisprogress.it), which will officially start these activities at the beginning of 2013. IIW Thesaurus Keywords: ASNT; Europe; history; nondestructive testing; personnel qualification; pressure equipment directive; standards; UNI EN ISO; USA. Rivista Italiana della Saldatura - n. 5 - Settembre / Ottobre 2012 663 *&RVWDH60RUUD'DJOLDQQLVHVVDQWDO·LPSHJQRGL,,6HGL,,6&(57QHOODTXDOLÀFD]LRQHFHUWLÀFD]LRQHHDSSURYD]LRQHGHOSHUVRQDOH31' 1. Un pizzico di storia 1.1 Dall’ASNT alle UNI EN ISO La qualificazione/certificazione del personale addetto alle prove non distruttive ha avuto inizio in Italia negli anni sessanta, per svilupparsi sostanzialmente verso la metà del decennio successivo. La prima importante azione di formazione e qualificazione/certificazione del personale PND nel nostro Paese è stata presumibilmente realizzata dall'IIS a La Spezia nel 1969, presso Mariperman (Commissione Permanente per il Materiale da Guerra della Marina Militare), per la preparazione di una quindicina di Ispettori destinati al controllo di fabbricazione di una coppia di sommergibili di acciaio temprato e rinvenuto ad elevata resistenza HY80, materiale allora utilizzato per la prima volta nel nostro Paese in costruzioni così sofisticate (Fig. 1). La qualificazione/ certificazione del personale PND veniva allora condotta sulle base delle linee guida dell'ASNT, che consistevano inizialmente in quattro sottili quaderni, uno per ciascuno dei quattro principali metodi di controllo (LT, MT, RT e UT). Tale attività si è poi sviluppata sostanzialmente verso la metà del decennio successivo, dapprima ancora sulla base delle linee guida ASNT e di altri documenti che prevedevano requisiti di qualificazione tecnicamente equivalenti (come le linee guida CICPND) poi, sulla base della prima edizione della norma europea EN 473 per la formazione, qualificazione e certificazione del personale che risale al 1993 e che ha giocato un importante ruolo per l'armonizzazione della certificazione del personale addetto alle PND. In tutti quegli anni e fino al nuovo secolo l'IIS ha emesso circa quindicimila attestati di qualificazione/certificazione: una stima precisa comporterebbe lunghe ricerche nell'archivio IIS, allora non ancora informatizzato, forse interessanti dal punto di vista della storia industriale del nostro Paese ma lontane dai nostri scopi. Successivamente, l'ISO ha preparato nel Technical Committee 135 "Non Destructive Testing" ed emesso nel 2005, una nuova edizione dell'ISO 9712, naturale evoluzione dell'EN 473, che destava la speranza, poi delusa, di offrire all'industria, ormai fortemente impegnata sulla strada della globalizzazione, un unico documento di base per tutte le attività di qualificazione/certificazione nel mondo: purtroppo nel ballottaggio finale congiunto ISO/ CEN tale progetto è stato approvato a livello ISO, ma non a livello CEN. Finalmente nel 2012 è stata emessa l’ultima edizione dell’ISO 9712 che, essendo stata approvata nel ballottaggio finale sia a livello ISO che a livello CEN, ha comportato la convergenza della norma EN con quella ISO, il ritiro della prima e, come di consueto, l’assunzione della numerazione della seconda, individuata quindi, dopo il recepimento del CEN avvenuto il 12/07/2012 e quello immediatamente successivo dell’UNI, come UNI EN ISO 9712 (Tab. 1). Tutti i lavori normativi suddetti sono stati attentamente seguiti dall'IIS in sede nazionale (Commissione "Prove Non Distruttive" dell’UNI), europea (CEN TC 138 "Non Figura 1 - Foto ricordo (1969) di due tra i primi corsi aziendali di saldatura e CND dell’IIS: La Spezia per Mariperman sull’acciaio HY80; Gela per l’Anic su acciai e leghe da petrolchimica; al centro il responsabile dei corsi, Ing. Giulio Costa 664 5LYLVWD,WDOLDQDGHOOD6DOGDWXUDQ6HWWHPEUH2WWREUH *&RVWDH60RUUD'DJOLDQQLVHVVDQWDO·LPSHJQRGL,,6HGL,,6&(57QHOODTXDOLÀFD]LRQHFHUWLÀFD]LRQHHDSSURYD]LRQHGHOSHUVRQDOH31' TABELLA 1 - Dettagli sullo sviluppo della normativa: dai fascicoli dell’ASNT, all’EN 473 e all’ISO 9712 del 2012 &RPHJLjDFFHQQDWRODIRUPD]LRQHTXDOLÀFD]LRQHFHUWLÀFD]LRQHGHOSHUVRQDOH31'QHJOLDQQL¶YHQLYDHIIHWWXDWDVXOOD EDVHGHOOHOLQHHJXLGDGHOO·$617FKHFRQVLVWHYDQRLQL]LDOPHQWHLQTXDWWURSLFFROLIDVFLFROLXQRSHUFLDVFXQRGHLTXDWWUR PHWRGLSULQFLSDOL/70757H87HFKHFRPSUHQGHYDQRVRORLOLYHOOLHLQTXDQWRLOOLYHOORYHQLYDFRQIHULWRGDO GDWRUHGLODYRURVRWWRODSURSULDUHVSRQVDELOLWjDGHFFH]LRQHGHOFDVRGLFRVWUX]LRQLGHOLFDWHFRPHTXHOOHDHURVSD]LDOL e nucleari. 6XFFHVVLYDPHQWHQHJOLDQQL¶O·$617HPLVHXQQXRYRGRFXPHQWRODEHQQRWD6177&$FKHHGL]LRQHSHUHGL]LRQH UDFFROVHLQXQXQLFRGRFXPHQWRWXWWLLWUHOLYHOOLHVHPSUHSLPHWRGLÀQRDGDUULYDUHDJOLXQGLFLGHO /·DWWLYLWj GL IRUPD]LRQHTXDOLÀFD]LRQHFHUWLÀFD]LRQH VL q FRVu VYLOXSSDWD VRVWDQ]LDOPHQWH YHUVR OD PHWj GHJOL DQQL¶ GDSSULPD DQFRUD VXOOD EDVH GHOOH OLQHH JXLGD$617 H GL DOWUL GRFXPHQWL FKH SUHYHGHYDQR UHTXLVLWL GL TXDOLÀFD]LRQH WHFQLFDPHQWH HTXLYDOHQWL FRPH OH OLQHH JXLGD &,&31' DOOD FXL SUHSDUD]LRQH O·,,6 KD VRVWDQ]LDOPHQWH FRQWULEXLWR VXFFHVVLYDPHQWHVXOODEDVHGHOODSULPDHGL]LRQHGHOODQRUPDHXURSHD(1FKHULVDOHDOHFKHKDJLRFDWRXQ LPSRUWDQWHUXRORSHUO·DUPRQL]]D]LRQHGHOODFHUWLÀFD]LRQHGHOSHUVRQDOHDGGHWWRDOOH31'HVVHQGRTXHOORO·DQQRGL QDVFLWDGHO´JUDQGHPHUFDWRLQWHUQRHXURSHRµ /·HGL]LRQHGHOO·(1UHFHSLWDGDOO·81,FRPH81,(1QHOQRYHPEUHKDSDU]LDOPHQWHLQQRYDWRPD VRSUDWWXWWRPHJOLRGHÀQLWRDOFXQLDVSHWWLGHOODQRUPDSUHFHGHQWHGRSRLSULPLDQQLGLHVSHULHQ]DSHUFXLOHSULPH DSSOLFD]LRQLGHOODQRUPDVRQRVWDWHHIIHWWXDWHLQSDUWLFRODUHGDOO·,,6QRQDSSHQDHVVDqVWDWDHPHVVDGDO&(1RWWREUH TXLQGLJLjDOO·LQL]LRGHODQQRLQFXLqLQL]LDWDDQFKHO·DSSURYD]LRQHGDSDUWHGHOO·,,6GHOSHUVRQDOHDGGHWWRDOOD VDOGDWXUDHDOOH31'VHFRQGRODGLUHWWLYD&(3(' 1HLSULPLDQQLGHOQXRYRVHFRORO·,62KDSUHSDUDWRQHO7HFKQLFDO&RPPLWWHH´1RQ'HVWUXFWLYH7HVWLQJµXQDQXRYD HGL]LRQHGHOO·,62HPHVVDQHOQDWXUDOHHYROX]LRQHGHOO·(1FKHGHVWDYDODIRQGDWDVSHUDQ]DGLRIIULUH DOO·LQGXVWULDRUPDLIRUWHPHQWHLPSHJQDWDVXOODVWUDGDGHOODJOREDOL]]D]LRQHXQXQLFRGRFXPHQWRGLEDVHSHUWXWWHOH DWWLYLWjGLIRUPD]LRQHTXDOLÀFD]LRQHFHUWLÀFD]LRQHQHOPRQGRFRPHSHUDOWURJLjGDXQGHFHQQLRVWDYDDYYHQHQGRDG HVHPSLRQHOFDPSRGHOOHÀJXUHSURIHVVLRQDOLGLVDOGDWXUD 3XUWURSSRQHOEDOORWWDJJLRÀQDOHFRQJLXQWR,62&(1WDOHSURJHWWRqVWDWRDSSURYDWRDOLYHOOR,62PDQRQDOLYHOOR&(1 FKHKDTXLQGLSXEEOLFDWRXQDQXRYD(1FKHGLIIHULYDGDOODVXDSUHFHGHQWHHGL]LRQHHGDOO·,62HVVHQ]LDOPHQWH SHUODSRVVLELOLWjRIIHUWDDOOHD]LHQGHFKHDSSOLFDYDQRXQEHQVWUXWWXUDWRVLVWHPDGLTXDOLWjGLHYLWDUHODSURYDSUDWLFD SHULOULQQRYRGHOODFHUWLÀFD]LRQHGHLOLYHOOLHDIURQWHGHOO·RJJHWWLYDHYLGHQ]DGRFXPHQWDOHGLXQDVRGGLVIDFHQWHH FRQWLQXDDWWLYLWjODYRUDWLYDGHOSHUVRQDOHLQWHUHVVDWR )LQDOPHQWHQHOqVWDWDHPHVVDO·XOWLPDHGL]LRQHGHOO·,62FKHHVVHQGRVWDWDDSSURYDWDQHOEDOORWWDJJLRÀQDOH VLDDOLYHOOR,62FKHDOLYHOOR&(1KDFRPSRUWDWRODFRQYHUJHQ]DGHOODQRUPD(1FRQTXHOOD,62LOULWLURGHOODSULPD HFRPHGLFRQVXHWRO·DVVXQ]LRQHGHOODQXPHUD]LRQHGHOODVHFRQGDLQGLYLGXDWDTXLQGLGRSRLOUHFHSLPHQWRGHO&(1H TXHOORLPPHGLDWDPHQWHVXFFHVVLYRGHOO·81,DYYHQXWRLOFRPH81,(1,62 Destructive Testing") ed internazionale (ISO TC 135 "Non Destructive Testing"). Conseguentemente i regolamenti dell’IIS prima e quelli dell’IIS CERT1 poi sono stati continuamente e tempestivamente aggiornati. In particolare all’ultima edizione dell’UNI EN ISO 9712 fa riferimento l’attuale documento CER_QAS 021 R “Regolamento per la certificazione degli operatori di controlli non distruttivi”, emesso da IIS CERT, nella sua revisione 3, il 31/07/2012. 1.2 La direttiva PED L’ampliamento dei confini all’interno del mercato europeo ha reso necessario l’emanazione della direttiva 97/23 PED, di applicazione facoltativa a decorrere dal 29 Novembre 1999 e obbligatoria dal 29 Maggio 2002. Pertanto attualmente qualsiasi attrezzatura a pressione deve riportare la marcatura CE per poter essere immessa sul mercato comunitario europeo. 1 All’inizio del 2011 l’Istituto Italiano della Saldatura (www.iis.it) ha conferito le sue attività di certificazione alla sua consociata IIS CERT (www.iiscert.it) Rientrano sotto la direttiva 97/23 tutte le attrezzature con una pressione di progetto superiore a 0,5 bar: in particolare singole attrezzature come serbatoi, scambiatori, valvole, accessori di sicurezza e altri accessori a pressione, nonché insiemi composti da quest’ultime come caldaie e impianti chiavi in mano; sono pertanto escluse le macchine. A partire dalla sua entrata in vigore la direttiva PED ha portato importanti ed interessanti novità anche nei settori della saldatura e delle prove non distruttive, soprattutto per quanto riguarda la certificazione del personale addetto all’esecuzione dei controlli. In particolare la direttiva ha voluto enfatizzare un concetto assai rilevante e già in qualche modo espresso dalle normative relative alla certificazione del personale (UNI EN 473 e successivamente UNI EN ISO 9712) mediante la cosiddetta “Autorizzazione ad Operare”. Il riferimento è, in particolare, alla verifica delle effettive competenze di un operatore nell’applicare un determinato metodo di controllo in uno specifico contesto, in questo caso quello delle attrezzature a pressione. Tale verifica viene definita appunto “Approvazione” (Tab. 2). 5LYLVWD,WDOLDQDGHOOD6DOGDWXUDQ6HWWHPEUH2WWREUH 665 *&RVWDH60RUUD'DJOLDQQLVHVVDQWDO·LPSHJQRGL,,6HGL,,6&(57QHOODTXDOLÀFD]LRQHFHUWLÀFD]LRQHHDSSURYD]LRQHGHOSHUVRQDOH31' TABELLA 2 - Dettagli sullo sviluppo e l’applicabilità della direttiva PED ,OFRQFHWWRGLDSSURYD]LRQHFRPHVSHFLÀFDWRQHOWHVWRDSSDUHIDFLOPHQWHFRPSUHQVLELOHTXDQGRLOSHUVRQDOHDGGHWWR DOOH31'qGLUHWWDPHQWHDOOHGLSHQGHQ]HGHOIDEEULFDQWHFKHUHDOL]]DO·DWWUH]]DWXUDDSUHVVLRQHHRSHUDDOO·LQWHUQRGHO SURFHVVRGLIDEEULFD]LRQHGHOIDEEULFDQWHVWHVVRLOOHJDPHWUDLOPHWRGRGLFRQWUROORDSSOLFDWRHORVSHFLÀFRFRQWHVWRq HYLGHQWHHO·DWWLYLWjGLYDOXWD]LRQHHIIHWWXDWDGDOO·(QWLWj7HU]D5LFRQRVFLXWDqUHODWLYDPHQWHSRFRDUWLFRODWD 1HOFDVRGLSHUVRQDOHFKHRSHUDLQYHFHSHUFRQWRGL6RFLHWjIRUQLWULFLGHOVHUYL]LR31'SUHVVRLIDEEULFDQWLGLDWWUH]]DWXUH DSUHVVLRQHO·DWWLYLWjGLYDOXWD]LRQHHIIHWWXDWDGDOO·(QWLWj7erza 5LFRQRVFLXWDFRPSRUWDTXDOFKHGLIÀFROWjLQSLGRYHQGR HVVHUHGDWDHYLGHQ]DRJJHWWLYDGHOOHHIIHWWLYHFRPSHWHQ]HGHJOLRSHUDWRULSHULOFRQWUROORGHOOHGLYHUVHDWWUH]]DWXUHD SUHVVLRQHFKHHYLGHQWHPHQWHVLGLIIHUHQ]LDQRSHUWLSRGLPDWHULDOHWLSRGLSURFHVVLGLJLXQ]LRQHHVDOGDWXUDQRQFKpSHU DSSOLFDELOLWjRPHQRGLSDUWLFRODULWHFQLFKHGLFRQWUROORQHOO·DPELWRGLXQRVSHFLÀFRPHWRGR /·,,6SULPDO·,,6&(57DWWXDOPHQWHqXQD(QWLWj7HU]D5LFRQRVFLXWDSHUO·DSSURYD]LRQHGHOSHUVRQDOH31'LQDFFRUGRDOOD GLUHWWLYD3('HSHUHQWUDPEHOHVLWXD]LRQLGLFXLVRSUDVLqGRWDWRGLRSSRUWXQLFULWHULHUHJROHWHFQLFKHROWUHDTXHOOL RYYLDPHQWHSUHYLVWLGDOOHQRUPHGLULIHULPHQWRSHUJDUDQWLUHXQ·DSSURYD]LRQHFRQHOHYDWRYDORUHDJJLXQWRDVXSSRUWR GHLIDEEULFDQWLHGHOORURLPSHJQRDGDVVLFXUDUHDGHJXDWHSUHVWD]LRQLSHUOHSURSULHDWWUH]]DWXUHDSUHVVLRQH $IÀQFKpTXHVWHXOWLPHHLORURLQVLHPLSRVVDQRHVVHUHPDUFDWL&(qQHFHVVDULDXQDYHULÀFDGLFRQIRUPLWjDLUHTXLVLWL GHOODGLUHWWLYD3('YHULÀFDFKHGHYHHVVHUHVYROWDGDXQ2UJDQLVPR1RWLÀFDWRFRQPRGDOLWjSLRPHQRDSSURIRQGLWH DVHFRQGDGHOULVFKLRSUHVVLRQH TABELLA 3 - Metodi PND, certificati EN/ISO e approvazioni CE in vigore al 31 luglio 2012 Simbolo CEN/ISO CertiÀcati EN e ISO Approvazioni CE &RUUHQWLLQGRWWH (7 7HUPRJUDÀDDOO LQIUDURVVR 77 5LYHOD]LRQHGLIXJKH /7 3DUWLFHOOHPDJQHWLFKH 07 /LTXLGLSHQHWUDQWL 37 5DGLRJUDÀD 57 8OWUDVXRQL 87 9LVLYR 97 (VWHQVLPHWULD 67 Metodo 2. Attività dell’IIS e di IIS CERT All'inizio degli anni 2000, l'Istituto Italiano della Saldatura ha completato l'informatizzazione per la gestione della sua Divisione Certificazione ed è quindi agevole, oltre che significativo, fornire e discutere i dati opportunamente aggregati e paragonabili sull’esperienza maturata dal Gruppo IIS nell'applicazione delle varie edizioni delle norme EN 473 e ISO 9712 nonché della direttiva PED dal gennaio 2001 fino al luglio 2012 compresi, tenendo quindi conto che all’inizio del 2011 l’IIS ha conferito le sue attività di qualificazione/certificazione ed approvazione alla sua consociata IIS CERT2. Quest’ultima ha come oggetto attività di qualificazione, approvazione, certificazione, con riferimento alle tecnologie di giunzione ed a quelle connesse, affini e contigue, nonché alle relative applicazioni, in contesti quali, a titolo esemplificativo e non esaustivo, sistemi, processi e procedure, prodotti, personale. Inoltre 666 5LYLVWD,WDOLDQDGHOOD6DOGDWXUDQ6HWWHPEUH2WWREUH Figura 2 - Certificazioni IIS secondo UNI EN e ISO in vigore al 31/07/2012 suddivise per i livelli 1, 2 e 3 IIS CERT ha per oggetto attività di ispezione e valutazione di conformità a fronte di Direttive europee e/o Decreti nazionali relativi al comparto industriale, con riferimento, ancora a titolo esemplificativo e non esaustivo, ai settori energia, trasporti, impiantistica, strutture industriali e civili ed elettromeccanico in genere. I metodi PND per i quali l'IIS ha operato fino al 2010 e per i quali IIS CERT attualmente opera come Organismo Certificante Accreditato da Accredia e Notificato CE3 sono 2 3 All’inizio del 2011 l’Istituto Italiano della Saldatura (www.iis.it) ha anche conferito le sue attività di consulenza, sorveglianza e controllo alla sua consociata IIS SERVICE (www.iisservice.it), mentre all’inizio del 2013 l’IIS conferirà le sue attività di formazione e laboratorio alla sua terza consociata IIS PROGRESS (www.iisprogress.it) che sarà appunto attiva dal 01/01/2013. L’Istituto Italiano della Saldatura fino al 2010 e l’IIS CERT (www.iiscert.it) dall’inizio del 2011 sono Ente Notificato CE e Organismo Accreditato da Accredia (precedentemente Sincert) per l’approvazione / qualificazione / certificazione di saldatori, operatori di saldatura, addetti alle prove non distruttive e procedure di saldatura. *&RVWDH60RUUD'DJOLDQQLVHVVDQWDO·LPSHJQRGL,,6HGL,,6&(57QHOODTXDOLÀFD]LRQHFHUWLÀFD]LRQHHDSSURYD]LRQHGHOSHUVRQDOH31' TABELLA 4 - Certificati EN e ISO in vigore per livello e per metodo Metodo ET TT LT MT PT RT UT VT ST Totali Livello 1 97 2 28 26 32 44 93 21 10 353 Livello 2 168 63 34 1035 1278 636 987 1070 7 5233 Livello 3 6 -- 1 75 72 44 73 44 2 317 Totali 271 65 63 1131 1372 724 1138 1120 19 5903 indicati nella Tabella 3, con il relativo simbolo EN/ISO e con il numero di qualificazioni/certificazioni EN/ISO ai livelli 1, 2 e 3 e di approvazioni CEE rilasciate dal gennaio 2001 al luglio 2012 compresi. La Figura 2 mostra anzitutto il numero di certificati EN/ISO per livello e conferma l'interesse delle aziende particolarmente per il personale di livello 2, in quanto, tra l'altro, competente ed autorizzato a selezionare le tecniche di prova, ad eseguire le prove stesse e a interpretarne e valutarne i risultati in conformità alle norme, ai codici e/o alle specifiche applicabili. 3. CertiÀcazioni ai livelli 1 e 2 Il numero di certificati secondo EN/ISO in vigore per i livelli 1 e 2 al 31/07/2012, suddiviso per i relativi metodi, è riportato nella Tabella 4. La Figura 3 mostra la distribuzione dei certificati secondo EN/ISO in vigore per i livelli 1 e 2 al 31/07/2012 per metodo e mette in evidenza la preponderanza di quelli per controlli superficiali, in quanto di più immediata applicazione ma comunque adeguati a rilevare la mancanza di anomalie in molti casi pratici; tra questi metodi il controllo con liquidi penetranti è quello un po’ più utilizzato, presumibilmente per la semplicità delle apparecchiature, mentre l'interesse per quello visivo, di più recente introduzione, è cresciuto rapidamente superando, sia pur di poco, quello per il metodo con particelle magnetiche. Tra i metodi volumetrici le certificazioni più richieste sono quelle relative al controllo Figura 3 - Certificazioni IIS secondo UNI EN e ISO in vigore al 31/07/2012 per i livelli 1 e 2 suddivise per metodo ultrasonoro; in effetti l'applicazione del controllo radiografico è in lento ma costante declino, per il costo delle installazioni e delle apparecchiature, per le minori prestazioni, soprattutto nel caso degli spessori più elevati e per la rilevanza ambientale ed economica delle misure di sicurezza. Gli altri metodi, molto specialistici, sono presenti in misura marginale. La maggior parte degli esami di qualificazione/ certificazione ai livelli 1 e 2 è stata effettuata presso il Centro d'esame del Gruppo IIS, organizzato anche come centro d'esame itinerante, e presso i Centri Attrezzati del Gruppo, ma un certo numero di esami è stato svolto anche presso Figura 4 - Nella moderna sede genovese dell’IIS un’aula e la sala Rx (a destra, in primo piano la porta di cemento al bario dello spessore di 840 mm e del peso di 19 t e sullo sfondo un’apparecchiatura radiogena da 160 kV con macchia focale da 1x1 mm) utilizzate per la formazione, la qualificazione e la certificazione in saldatura e CND 5LYLVWD,WDOLDQDGHOOD6DOGDWXUDQ6HWWHPEUH2WWREUH 667 *&RVWDH60RUUD'DJOLDQQLVHVVDQWDO·LPSHJQRGL,,6HGL,,6&(57QHOODTXDOLÀFD]LRQHFHUWLÀFD]LRQHHDSSURYD]LRQHGHOSHUVRQDOH31' TABELLA 5 - Centri d’esame approvati da IIS/IIS CERT Centro Responsabile Telefono Web e E-mail Metodi Istituto Italiano della Saldatura Sede Centrale /XQJRELVDJQR,VWULD *HQRYD*( FHQWURLWLQHUDQWH 'RWW,QJ 6LPRQH586&$ ZZZLLVLW ZZZLLVFHUWLW ZZZIRUPD]LRQHVDOGDWXUDLW LLV#LLVLW VLPRQHUXVFD#LLVLW (7/70737578797 Sede di Legnano 9LD3LVDFDQH /HJQDQR0, FHQWURDWWUH]]DWR 'RWW,QJ 6LPRQH586&$ LLVORP#LLVLW UHQDWRGHOODUDJLRQH#LLVLW VLPRQHUXVFD#LLVLW (7/70737578797 Sede di Modena 9LDOH9LUJLOLR& 0RGHQD02 FHQWURDWWUH]]DWR 'RWW,QJ 6LPRQH586&$ LLVHPL#LLVLW JLDQQLDUOHR#LLVLW VLPRQHUXVFD#LLVLW (7/70737578797 Sede di Mogliano Veneto 9LD0DUFRQL 0RJOLDQR9HQHWR79 FHQWURDWWUH]]DWR 'RWW,QJ 6LPRQH586&$ LLVYHQ#LLVLW HJLGLRELUHOOR#LLVLW VLPRQHUXVFD#LLVLW (7/70737578797 Sede di Priolo 9LDOH$QQXQ]LDWD( 3ULROR*DUJDOOR65 FHQWURDWWUH]]DWR 'RWW,QJ 6LPRQH586&$ LLVVLF#LLVLW EUXQRVFXOOL#LLVLW VLPRQHUXVFD#LLVLW (7/70737578797 Sede di Taranto 9LDOH9LUJLOLR 7DUDQWR7$ FHQWURDWWUH]]DWR 'RWW,QJ 6LPRQH586&$ LLVSXJ#LLVLW JLDQYLWRPDULJJLR#LLVLW VLPRQHUXVFD#LLVLW (7/70737578797 AQM 9LD(GLVRQ 3URYDJOLRG ,VHR%6 3, *LXVHSSH &2592 www.aqm.it (707375787 BYTEST 9LD3LVD 9ROSLDQR72 'RWWVVD 0DULQD3202 ZZZE\WHVWFRP (7/70737578797 CND Studio 9LD6WLOLFRQH 0LODQR0, 3, *LQR )$%%5, ZZZFQGVWXGLRLW (7073757778797 Lucchini RS 9LD*3DJOLD /RYHUH%* 3, *ODXFR 3$7(//, JSDWHOOL#OXFFKLQLUVLW (7073757678797 1RWD(*)'DOOHDWWLYLWjGL&HUWLÀFD]LRQHH$SSURYD]LRQHGHO*UXSSR,,6VRQRVYROWHGD,,6&(57 1RWD(**): In allestimento. le aziende richiedenti (Fig. 4). L'elenco dei centri d'esame approvati dal Gruppo IIS al 30 luglio 2012 è riportato nella Tabella 5. Una parte interessante degli esami effettuati, corrispondente ad alcuni punti percentuali sul totale, è stata relativa a certificazioni limitate o speciali emesse sulla base delle flessibilità consentite dalle ultime edizioni delle norme EN 473 e ISO 9712, che IIS e poi IIS CERT, come 668 5LYLVWD,WDOLDQDGHOOD6DOGDWXUDQ6HWWHPEUH2WWREUH Organismo Certificante, hanno opportunamente applicato alle necessità delle aziende richiedenti. In particolare le aziende hanno mostrato notevole interesse alle certificazioni suddette soprattutto per i seguenti metodi e casi: r prove a bolle; r radiografia digitale; r radiografia per lettura e interpretazione lastre; *&RVWDH60RUUD'DJOLDQQLVHVVDQWDO·LPSHJQRGL,,6HGL,,6&(57QHOODTXDOLÀFD]LRQHFHUWLÀFD]LRQHHDSSURYD]LRQHGHOSHUVRQDOH31' TABELLA 6 - Struttura delle sessioni d’esame IIS CERT secondo ISO 9712 0DWWLQR Lunedì Martedì 3URYDGLPHWRGRDTXL] 3URYDGLPHWRGRDTXL] 3URYDGLPHWRGRDTXL] 3URYDGLPHWRGRDTXL] 3RPHULJJLR (VDPHGLEDVHDTXL] 6WHVXUDSURFHGXUD r r r r Mercoledì Giovedì 6WHVXUDSURFHGXUD 6WHVXUDSURFHGXUD Venerdì 6WHVXUDSURFHGXUD ultrasuoni per controllo spessori; ultrasuoni per controllo automatizzato; ultrasuoni per controllo TOFD e Phased Array; onde guidate. 4. CertiÀcazioni al livello 3 Il numero di certificati secondo EN/ISO in vigore al 31/07/2012 per il livello 3, suddiviso per i relativi metodi, è riportato nella Tabella 4, mentre la Figura 5 ne sintetizza la distribuzione, che ricorda quella dei livelli inferiori. Le sessioni d'esame di livello 3 sono tenute almeno semestralmente4 con calendari personalizzati per i singoli candidati in modo da ridurre il loro impegno temporale fino ad una sola giornata per ogni metodo (Tab. 6); esse prevedono anche eventuali prove di recupero, nei tempi previsti dalla norma ISO 9712, per le parti d'esame non superate. Figura 5 - Certificazioni EN/ISO in vigore al 31/07/2012 per il livello 3 suddivise per metodo 5. Approvazioni Il rilascio di approvazioni secondo la direttiva 97/23/CE (PED) da parte di IIS CERT, in qualità di Entità Terza Riconosciuta, si articola secondo tre possibili percorsi a seconda se il personale sia già in possesso di certificazione secondo EN/ISO (emesso da un organismo accreditato secondo ISO 17024), di qualificazione secondo ASNT o sia altrimenti qualificato. In ogni caso il datore di lavoro deve fornire all’Organismo Notificato (attualmente IIS CERT) il curriculum vitae del candidato, una dichiarazione attestante la relativa esperienza lavorativa orientata alla tipologia di prodotto controllato, le procedure aziendali di controllo, l'elenco delle attrezzature CND dell'azienda, delle norme di prodotto utilizzate dall'azienda a fronte delle quali si richiede l'approvazione del personale CND e l'elenco dei materiali impiegati (tipo di semilavorato e norma di riferimento). Il numero di approvazioni rilasciate è indicato nella Tabella 3, mentre la Figura 6 ne sintetizza la distribuzione per metodo, che risulta abbastanza equilibrata, ma ancora con una certa prevalenza dei controlli superficiali. 6. Conclusioni Dagli anni ‘60 l’IIS ha dedicato particolare attenzione alla qualificazione e successivamente alla certificazione e approvazione del personale addetto alle PND. Conseguentemente IIS e IIS CERT del Gruppo IIS hanno Figura 6 - Approvazioni secondo direttiva PED suddivise per metodo seguito attentamente lo sviluppo, in sede nazionale ed internazionale, di linee guida, come quelle ASNT, di norme, come quelle UNI, EN e ISO e di direttive come quella PED. Tale sviluppo ha compreso, soprattutto inizialmente, un notevole impegno degli esperti di normazione nazionali (in particolare dell’industria e del Gruppo IIS) ed internazionali per la precisazione e l’armonizzazione dei requisiti richiesti; ciò ha consentito il riconoscimento internazionale, da parte di produttori e consumatori, degli attestati rilasciati 4 Le sessioni d’esame per il livello 3 sono tradizionalmente tenute nei mesi di marzo e ottobre. Per le modalità di partecipazione IIS ed IIS CERT emettono appositi bandi che sono pubblicati sulla Rivista Italiana della Saldatura e sul sito istituzionale www.iis.it o su quello specifico www.iiscert.it. 5LYLVWD,WDOLDQDGHOOD6DOGDWXUDQ6HWWHPEUH2WWREUH 669 *&RVWDH60RUUD'DJOLDQQLVHVVDQWDO·LPSHJQRGL,,6HGL,,6&(57QHOODTXDOLÀFD]LRQHFHUWLÀFD]LRQHHDSSURYD]LRQHGHOSHUVRQDOH31' dagli Organismi Certificanti accreditati e notificati. In un secondo tempo, lo sforzo degli esperti di normazione è stato indirizzato alla preparazione di procedure più flessibili, volte alla semplificazione dei processi e quindi alla riduzione dei costi aziendali, ma comunque ancora sufficientemente rigorose, in modo da non intaccare la confidenza degli utilizzatori nella qualificazione/certificazione/approvazione degli addetti alle PND e consentire la più ampia possibilità di riconoscimento reciproco delle attestazioni, sempre più essenziale per lo sviluppo internazionale dei traffici. Finalmente nel luglio 2012 è stato raggiunto il traguardo finale, consistente nell’emissione della norma UNI EN ISO 9712, che ha validità generale in quanto approvata da tutti i Paesi interessati, europei ed extraeuropei. A quest’ultima norma, in particolare, fa riferimento l’attuale documento CER_QAS 021 R “Regolamento per la certificazione degli operatori di controlli non distruttivi”, emesso da IIS CERT, nella sua revisione 3, il 31/07/2012. Fondamentali per raggiungere tale traguardo sono state l’esperienza, la capacità e la disponibilità dei più attenti Organismi Certificanti (in particolare dell’IIS che dal 2011 ha conferito le sue attività di certificazione e approvazione a IIS CERT) di porsi, nell'ambito delle prescrizioni e sotto la supervisione dell'Organismo di Accreditamento e dell'Autorità di Notifica, al servizio delle aziende interpretandone bisogni e necessità e fornendo loro soluzioni adeguate e personalizzate. Al 31/07/2012 risultavano globalmente in corso di validità circa 6150 tra certificazioni ed approvazioni emesse dal Gruppo IIS, tutte coperte da accreditamento o riconoscimento Accredia o CE. A monte dell’attività di formazione, qualificazione, certificazione e approvazione nel campo delle PND del Gruppo IIS stanno quindi un’approfondita conoscenza degli strumenti normativi e delle direttive, che esso ben possiede avendo sempre partecipato alla formazione delle delegazioni italiane al CEN TC 138, all’ISO TC 135 e alla Direzione Industria della Commissione Europea, contribuendo fattivamente a tutte le discussioni nazionali e internazionali rilevanti per l’interesse dei produttori e degli utilizzatori nazionali e per il progresso delle PND. Ringraziamenti Gli autori ringraziano la Sig. ra Luisa Marongiu per la raccolta e l’elaborazione dei dati. Giulio COSTA, laureato in Ingegneria Industriale Elettrotecnica presso l’Università di Genova nel 1964, entra all’Istituto Italiano della Saldatura nel 1965. Nel 1977 è certificato livello 3 LT, MT, RT, UT (e successivamente VT) e diventa Dirigente responsabile delle attività di Insegnamento, Certificazione, Ricerca e Normazione. Come responsabile dei Comitati Tecnici dell’IIS, svolge intensa attività in numerose Commissioni di studio e normazione nazionali, europee ed internazionali ricoprendo inoltre il ruolo di Presidente della Commissione “Concezione e fabbricazione delle strutture saldate” dell’Istituto Internazionale della Saldatura (IIW) dal 1986 al 1997 e di Presidente della Commissione “Saldature” dell’UNI dal 1991 al 2009. Nominato Vice-Segretario Generale nel 1985, è Segretario Generale dell’IIS dal 1990 al 1996. Nello stesso periodo viene inoltre certificato EWE/IWE e EWI/IWI e viene nominato Tesoriere dell’IIW e Membro del Board of Directors dell’IIW e dell’European Welding Federation (EWF); dal 1990 al 2002 è Presidente del Comitato “Publication” dell’IIW. Dal 1997 è Membro del Comitato Direttivo e Consulente Generale Onorario dell’IIS. Dal 1999 al 2001 è Presidente dell’EWF e nuovamente Membro del Board of Directors dell’IIW. Dal 2000 al 2009 è Capo del Gruppo Settoriale “Protezione individuale e beni di largo consumo” della Commissione Centrale Tecnica dell’UNI. Dal 2011 è Vice Presidente dell’IIS ed è membro del Consiglio di Amministrazione di IIS CERT e, dal 2013, di IIS PROGRESS. Stefano MORRA, laureato in Ingegneria Civile presso la Facoltà di Ingegneria dell’Università di Genova nel 1995. Funzionario dell’Istituto Italiano della Saldatura dal 1996, si è occupato principalmente di assistenza tecnica alla progettazione e fabbricazione di strutture metalliche di carpenteria nel settore civile e ferroviario. Nominato dirigente IIS nel 2010, ha ricoperto la funzione di Vice Responsabile della Divisione Certificazione e di Responsabile dell’Area Certificazione Figure Professionali in Saldatura e Prove non Distruttive. Nel 2011 è nominato Direttore Tecnico dell’IIS CERT. Nel campo della saldatura possiede la certificazione di EWE/IWE, mentre nel campo dei controlli non distruttivi possiede le certificazioni ISO 9712 di Livello 2 e 3 nei metodi MT e RT ed è inoltre certificato dall’ASNT come Level 3 nel metodo “Magnetic Particle Test”. In sede internazionale è membro del Board of Directors dell’International Authorization Board (IAB) dell’Istituto Internazionale della Saldatura e Presidente del Gruppo B “Rules and Authorization” per la Qualificazione e Certificazione delle Figure Professionali di Coordinamento e Ispezione in Saldatura e la Certificazione delle Aziende, nonché delegato UNI all’ISO TC 44 “Welding” e al CEN TC 121 “Welding”. 670 5LYLVWD,WDOLDQDGHOOD6DOGDWXUDQ6HWWHPEUH2WWREUH M.Yamazaki et al. - Creep International Institute elding g rupture properties and fracture type of 9Cr-1Mo-V-Nb/18Cr-8Ni steel dissimilar joints of W Welding Creep rupture properties and fracture type of 9Cr-1Mo-V-Nb/18Cr-8Ni steel dissimilar joints (°) M. Yamazaki T. Watanabe H. Hongo M. Tabuchi * * * * Summary / Sommario 1.Introduction 18Cr-8Ni and 9Cr-1Mo-V-Nb steels are used mostly in thermal/nuclear power plants owing to their high strength at high temperatures. In structural components after long-term service at high temperature, however, fracture occurs mainly not in the base metal part, but in the weldments. 9Cr-1Mo-V-Nb steel is used mostly in thermal power plants. Because about ten years have passed from its practical application, there have been growing concerns about age-degradation in the mechanical properties at elevated temperatures of structural components manufactured from this steel [1]. Therefore, many researches have been conducted to predict the creep life and residual life of base metal of 9Cr-1Mo-V-Nb steel [2-14]. Recently, nucleation and propagation of creep cracks (the fracture is now recognized as Type IV fracture) in the fine-grained HAZ (Heat-Affected Zone) regions of 9Cr-1Mo-V-Nb weld joints after longterm service have become a worldwide problem to solve [15-39]. (°) Doc. IIW-1893-09, Recommended for Publication by Commission IX “Behaviour of Metals Subjected to Welding”. * National Institute for Materials Science, Tokyo (Japan). By conducting long-term creep rupture tests for dissimilar weld joints (9Cr-1Mo-V-Nb/18Cr-8Ni) made with Gas Tungsten Arc Welding (GTAW) and Friction Joining (FJ), creep rupture properties and microstructures were examined, and the relationships between changes in microstructure and nucleation and propagation of creep cracks that occur during creep deformation in weld joint specimens were studied. Creep rupture tests of GTAW joints were conducted at three temperatures: 550, 600 and 650 °C, under applied stresses of 160-240 MPa, 80-160 MPa and 40-80 MPa, respectively. Creep rupture tests of FJ joints were conducted at 600 °C and 650 °C under stresses ranging from 40 to 160 MPa and 30 to 80 MPa, respectively. The creep-rupture strength of dissimilar weld joint specimens was lower than that of the 9Cr-1Mo-V-Nb base metal specimen at all temperature levels. In addition, the differences in creep strength between the dissimilar weld joint specimen and the base metal specimen tended to be greater at higher temperature levels. The fracture type of dissimilar weld joint was transformed from a Type V fracture and a Type VII fracture mode to a Type IV fracture mode following long-term creep rupture tests. The fracture type of the dissimilar weld joints was predicted as a Type IV fracture mode at 550 °C and 600 °C and with rupture occurring after 100 000 hours. Per effettuare prove di creep di lunga durata su giunti dissimili (9Cr-1Mo-VNb/18Cr-8Ni) realizzati con processo di saldatura TIG e ad attrito, sono state esaminate le proprietà di resistenza a rottura e le microstrutture e sono state studiate le relazioni esistenti tra le variazioni microstrutturali, la nucleazione e la propagazione di cricche dovute a deformazione dei provini in regime di creep. Le prove di creep su giunti saldati con processo TIG sono state eseguite a tre temperature: 550, 600 e 650 °C, con applicazione di carichi rispettivamente di 160-240 MPa, 80-160 MPa e 40-80 MPa. Le prove di creep su giunti saldati a frizione sono state condotte a 600 °C e 650 °C, con applicazione di carichi da 40 a 160 MPa e da 30 a 80 MPa, rispettivamente. La resistenza a rottura dei provini ricavati da giunti dissimili è risultata inferiore a quella del provino di materiale base 9Cr-1Mo-V-Nb, a tutti i livelli di temperatura. Inoltre, le differenze di resistenza allo scorrimento viscoso tra il provino di materiale dissimile e quello di materiale base tende ad essere maggiore a livelli di temperatura elevati. In seguito a prove di creep di lunga durata, il tipo di frattura del giunto saldato si è trasformato da una modalità di tipo V e VII ad una di tipo IV. Il tipo di frattura dei giunti dissimili è stato previsto come Tipo IV alle temperature di 550 °C e 600 °C e con rottura dopo 100 000 ore. IIW Thesaurus Keywords: Austenitic stainless steels; creep; creep resisting materials; creep strength; creep tests; dissimilar materials; dynamically recrystallised zone; elevated temperature strength fractures; friction welding; GTA welding; high alloy Cr Mo steels; high alloy steels; high temperature; mechanical properties; mechanical tests; microstructure; recrystallization; stainless steels; stress rupture strength; weldability. Rivista Italiana della Saldatura - n. 5 - Settembre / Ottobre 2012 671 M.Yamazaki et al. - Creep rupture properties and fracture type of 9Cr-1Mo-V-Nb/18Cr-8Ni steel dissimilar joints TABLE 1 - Chemical compositions of 9Cr-1Mo-V-Nb, Inconel 82 and 18Cr-8Ni steels [mass %.] Materials C Si Mn P S Ni Cr Mo Cu Fe V 9Cr-1Mo-V-Nb 0.10 0.24 0.44 0.005 0.001 Inco. 82 (WEL-82) 0.03 0.21 2.99 18Cr-8Ni 0.06 0.52 0.93 0.04 8.74 0.94 0.012 - 0.21 0.003 0.001 73.74 18.54 - 0.01 1.39 - - 0.029 0.008 - - - - - 8.89 18.32 Al Nb Nb+Ta N Ti - 0.058 - - 2.68 - 0.28 - - - - 0.014 0.076 TABLE 2 - Welding conditions for gas tungsten arc welding Welding Butter weld Butt weld Groove - U WEL-82 WEL-82 Welding current [A] 230 200-250 Arc voltage [V] 10.5 10.5 10 10 1.45 1.26-1.58 273-230 100-110 730 x 8.4 h - Wire Welding speed [cm/min] Heat input [kJ/mm] Interpass temperature [°C] Post-weld heat treatment [°C] The results of these investigations have shown that Type IV fracture occurred in the weld joint specimens in lower-stress creep regions. Research has also been conducted on creep rupture properties of dissimilar weld joint specimen cut out of weldments. Creep rupture properties and microstructural changes were examined in this study by conducting long-term creep rupture tests on dissimilar weld joint specimens of 18Cr-8Ni and 9Cr1Mo-V-Nb steel. The relationship between changes in microstructure and nucleation and propagation of creep cracks occurring during creep deformation of dissimilar weld joint specimens was studied. 2. Preparation of weld joints and sampling of weld joint specimens 2.1 Gas tungsten arc welding joint 18Cr-8Ni and 9Cr-1Mo-V-Nb steel plates, each with a thickness of 25 mm, were used in the manufacture of weldments. 672 The welding material used for buttering and butt welding was WEL-82. The first step in the welding process was the weld buttering of the 9Cr-1Mo-V-Nb steel plate using wire, WEL-82. Next, a post-weld heat treatment (PWHT) was conducted at a temperature of 730 °C for 8.4 h. Lastly, butt welding with the 18Cr-8Ni plate was conducted using the same type of wire as in the buttering procedure. This welding process together with the welding build-up sequence is shown in Figure 1. The process used for both weld buttering and butt welding was gas tungsten arc welding (GTAW). The chemical compositions of the base metal and the weld metal and the welding conditions are shown in Tables 1 and 2, respectively. Figure 2 shows the macrostructure of the cross-sectional area in the Rivista Italiana della Saldatura - n. 5 - Settembre / Ottobre 2012 Figure 1 - Welding procedure of GTAW dissimilar weld joint Figure 2 - Cross-sectional view of the GTAW dissimilar weld joint weld joint of the plate. X-ray inspection of the weld joint revealed no defects. The white spots, seen in Figure 2, along the centre of the plate are indentations that resulted from hardness testing. Flat plate-type creep specimens with a width of 5 mm, thickness of 17.5 mm, and gauge length of 100 mm were sampled in the direction perpendicular to the weld line of the weld joint, with the sectioned butt weld located in the centre of the gauge portion of the specimen. Figure 3 shows sampling location of the flat plate-type creep specimen. M.Yamazaki et al. - Creep rupture properties and fracture type of 9Cr-1Mo-V-Nb/18Cr-8Ni steel dissimilar joints TABLE 3 - Chemical compositions of used steels [Mass %] Materials C Si Mn P S C Ni Mo V Nb 18Cr-8Ni 0.06 0.6 0.97 0.025 0.006 18.00 8.97 0.012 - - 309S 0.07 0.32 1.63 0.029 0.001 13.24 22.57 - - - 310S 0.03 0.23 1.15 0.027 0.001 19.31 24.20 - - - 9Cr-1Mo-V-Nb 0.08 0.34 0.49 0.005 0.004 8.34 0.09 0.89 0.23 0.07 18Cr-8Ni: JIS SUS304-HP. 1 100 °C – 25 min – WQ. 309S: JIS SUS309S bar, 1 080 °C – WQ. 310S: JIS SUS310S bar, 1 120 °C – WQ. 9Cr-1Mo-V-Nb: ASME SA-387 Grade 91, 1 050 °C -10 min-AC, 770 °C -60 min–AC, 740 °C – 8.4 h-FC. Figure 3 - Sampling of test specimen from the GTAW dissimilar weld joint Figure 5 - Cross-sectional view of the dissimilar friction joint 2.2 Friction joining Figure 4 - Joining procedure of dissimilar friction joint The materials used were 9Cr-1Mo-VNb and 18Cr-8Ni steels with a thickness of 25 mm. The creep properties of the base metal of the present steel were published as NRIM Creep Data Sheet No. 43 [40]. The steel plates were joined using Friction Joining (FJ). The chemical compositions of the base metal and the insert metal are shown in Table 3. Figure 4 shows the friction joining procedures and conditions. Figure 5 shows the cross-sectional view of the friction joints. X-ray inspection of the weld joint revealed no welding defects. Figure 6 shows the overview of the round bar-type creep specimens with a diameter of 10 mm and a gauge length of 100 mm. 3. Experimental method Figure 6 - Creep rupture specimen of the dissimilar friction joint Tensile tests were conducted at room temperature, 550, 600, and 650 °C. Rivista Italiana della Saldatura - n. 5 - Settembre / Ottobre 2012 673 M.Yamazaki et al. - Creep rupture properties and fracture type of 9Cr-1Mo-V-Nb/18Cr-8Ni steel dissimilar joints Figure 8 - Hardness distribution in the GTAW dissimilar weld joint Figure 7 - Average linear expansion coefficients of used alloys The rate of strain for the elevated temperature tensile test was 5%/min. Creep rupture tests of GTAW joint were conducted at three temperatures: 550, 600, and 650 °C, under applied stresses of 160–240 MPa, 80–160 MPa, and 40–80 MPa, respectively. Creep rupture tests of FJ joints were conducted at two temperatures: 600 °C and 650 °C with applied stresses in the ranges 40160 MPa and 30-80 MPa, respectively. Hardness measurements were carried out using a Micro-Vickers hardness testing machine with a measuring pitch of 0.3 mm, load of 4.9 N, and a holding time of 30 s, beginning at the HAZ opposite the fracture surface of the specimen, using the bond line as a start. The average linear expansion coefficients of the five materials used in this study were measured using thermal analysis equipment. Microstructural observations of aswelded material and ruptured specimens were made using an optical microscope (OM) and a scanning electron microscope (SEM). 4. Results and discussion 4.1 Linear expansion coefficient and hardness distribution of dissimilar weld joints In general, there was a significant difference between the linear expansion coefficients for the ferritic and austenitic steels. As a result, surface crack- Figure 9 - Hardness distribution in the dissimilar friction joint 674 Rivista Italiana della Saldatura - n. 5 - Settembre / Ottobre 2012 ing occurred when the dissimilar weld joints, connecting these dissimilar types of steel, came into direct contact with heat. The average coefficient of linear expansion for the five types of steel at around the service temperature is shown in Figure 7. The coefficients of linear expansion, for each type of steel, increased with increasing temperature. Furthermore, the coefficients increased in the order of 9Cr-1Mo-VNb, Inconel 82, 310S, 309S and 304 steels. It was estimated that the Inconel 82 steel that was used as filler material for GTAW in this experiment, had a mean coefficient of linear expansion that was intermediate to those of the 9Cr-1Mo-V-Nb and 18Cr-8Ni steel. The hardness distribution of the GTAW Figure 10 - Short-time tensile strength of GTAW dissimilar weld joint M.Yamazaki et al. - Creep rupture properties and fracture type of 9Cr-1Mo-V-Nb/18Cr-8Ni steel dissimilar joints TABLE 4 - Tensile strength of friction dissimilar joints and base metals Materials Tensile strength [MPa] at room temperature at 600 °C at 650 °C 304 630 370 313 G91 676 320 266 309S joint 648 LF: G91 315 LF: G91 254 LF: G91 310S joint 569 LF: 310 323 LF: 310 251 LF: G91 LF/Location of fracture. dissimilar weld joints, prior to testing, is shown in Figure 8. The hardness of the section of 9Cr-1Mo-V-Nb steel ranged from 220-230HV. In contrast, the hardness of the Inconel 82 steel section showed a convex shape distribution. The maximum value was approximately 250HV. The section of 18Cr-8Ni steel had a hardness of approximately 180–190 HV. The hardness distribution of the FJ dissimilar weld joints, prior to testing, is shown in Figure 9. The hardness of the section of 9Cr-1Mo-V-Nb steel was approximately 210 HV. The hardness of the 310S steel section showed 160HV. The maximum value was approximately 250 HV at the part of HAZ of 9Cr-1Mo-V-Nb steel. The section of 304 steel had a hardness of approximately 140 HV. 4.2 Relationship between tensile properties and rupture location The tensile strength of the GTAW dissimilar weld joint with those made Figure 11 - Appearance of the GTAW dissimilar weld joint tensile specimens after tests denoting change of fractured location with temperature from the 9Cr-1Mo-V-Nb steel [40] and 18Cr-8Ni base metals are shown in Figure 10. The tensile strength of the GTAW dissimilar weld joints decreased with increasing temperature. Figure 11 shows the appearance of the specimen of GTAW dissimilar weld joint, ruptured during the elevatedtemperature tensile test. At room temperature, the rupture occurred in the buttering, whereas at 550 °C, the rupture occurred in the 18Cr-8Ni steel. In contrast, at a temperature of 600 and 650 °C, the rupture occurred in the 9Cr-1Mo-V-Nb. Thus, it was determined that the rupture location in the elevated-temperature tensile test of the dissimilar joints varied according to the tensile strength of the base metal. The tensile strength of the friction joints with those made from the 9Cr1Mo-V-Nb steel and 304 base metals are shown in Table 4. The tensile strength of the friction dissimilar joints decreased with increasing temperature. For the 309S joint, the rupture occurred in the base metal of 9Cr-1Mo-V-Nb steel side at room temperature, at 600 °C and at 650 °C. 4.3 Relationship between long-term creep rupture properties and rupture location 4.3.1 GTAW weld joint In this section, the creep rupture properties of the dissimilar weld joints and the rupture location of all ruptured specimens, after long-term exposure to elevated temperature are described. The stress-rupture time curves of the dissimilar weld joints with the results of the base metal specimen of 9Cr1Mo-V-Nb steel [40] are shown in Figure 12. The creep rupture strength of the dissimilar weld joint specimen was less than that of the base metal specimen at each temperature. Furthermore, the differences in creep strength between the dissimilar weld joint and base metal specimen tended to increase with increasing temperature. Figure 13 shows the overall appearance Figure 12 - Stress vs. rupture time curves of the GTAW dissimilar weld joint and 9Cr1Mo-V-Nb base metal Rivista Italiana della Saldatura - n. 5 - Settembre / Ottobre 2012 675 M.Yamazaki et al. - Creep rupture properties and fracture type of 9Cr-1Mo-V-Nb/18Cr-8Ni steel dissimilar joints Figure 13 - Fracture surface structures of a creep-ruptured specimen at 550 °C, 160 MPa, tR= 17 198 h and the structure of a cross-section of a ruptured region following the 550 °C, 160 MPa, and 17 198 h. There was no significant deformation on the rupture specimen and the rupture appeared to be brittle. A flat fracture surface was observed on each section [Figures 13 a), b), and c)]. In addition, the structure of the ruptured region, examined under an optical microscope, occurred at Figure 14 - Fracture surface structures of a creep-ruptured specimen at 650 °C, 40 MPa, tR = 27 536 h the interface of the heat-affected zone (HAZ) of the 9Cr-1Mo-V-Nb steel and Inconel 82 in each case. Figure 14 shows the overall appearance of the specimen, the ruptured area, and the structure of a cross-section of this area under the 650 °C, 40 MPa, and 27 536 h. The rupture section appeared to be strongly oxidized [Figures 14 a), b), and c)] when observed under scanning electron microscope (SEM). In addition, an examination of the structure of the ruptured area under the optical microscope showed that, in each case, the rupture occurred in the fine-grained region of the heat-affected zone (HAZ) of the 9Cr-1Mo-V-Nb steel. Our results show that, at 550 °C, the rupture location change from the base metal of the 9Cr-1Mo-V-Nb steel to the Figure 15 - Schematic of interface of the GTAW dissimilar weld joint Figure 16 - Stress vs rupture time curves of dissimilar friction joints 676 Rivista Italiana della Saldatura - n. 5 - Settembre / Ottobre 2012 Figure 17 - Stress vs rupture time curves of dissimilar joints and 9Cr-1Mo-V-Nb steel M.Yamazaki et al. - Creep rupture properties and fracture type of 9Cr-1Mo-V-Nb/18Cr-8Ni steel dissimilar joints Figure 18 – Optical micrographs of HAZ of 9Cr-1Mo-V-Nb steel for dissimilar friction joints interface of the 9Cr-1Mo-V-Nb steel and the Inconel 82, which is called a combination failure, as the conditions changed from high to low stress and long- term exposure. The rupture location at 600 and 650 °C moved from the base metal to the fine-grained region of the 9Cr-1Mo steel HAZ. Furthermore, the results of the microstructural observations, as shown in Figures 13 and 14, demonstrated that the cause of the interfacial failure of the 9Cr-1Mo-VNb steel HAZ and the Inconel 82 steel, which is a creep rupture resulting from long-term exposure, 550 °C, and the cause of the rupture in the fine-grained region of 9Cr-1Mo-V-Nb steel HAZ, which was the creep rupture resulting from long-term exposure. 650 °C are considered as follows. The 18Cr-8Ni steel side of the dissimilar weld joints appeared to have significantly hardened areas at their interfaces due to the heat cycle at the time of the butt welding process. In contrast, on the side made of 9Cr-1Mo-V-Nb steel, the remaining stress of the interface area was removed due to the postweld heat treatment, which was conducted after buttering with Inconel 82. Therefore, as shown in the schematic of the dissimilar welding interfaces in Figure 15, the creep deformation of the interface area on the 9Cr-1Mo-V-Nb steel side was larger than that on 18Cr8Ni steel side, and the shearing stress exerted on the interface was greater, accordingly. This can be the cause of the rupture that occurred at the interface of the 9Cr-1Mo-V-Nb HAZ and the Inconel 82, creep rupture following long-term at 550 °C. However, the longterm creep rupture test, at a temperature of 600 °C and higher, showed that the effect of cohesion and coarsening of carbide and creep void generation in the finegrained region of the 9Cr-1Mo-V-Nb steel HAZ was greater than that caused by the shearing stress, exerted at the interface area of the 9Cr-1Mo-V-Nb steel. It is possible that this resulted in the rupture that occurred in the finegrained region of the 9Cr-1Mo-V-Nb steel HAZ, i.e. creep rupture that occurred following a long term of exposure at a temperature of 650 °C. 4.3.2 Friction weld joint Stress versus creep rupture time curves for friction joints specimens are shown in Figure 16. Creep rupture strengths of the 309S joint specimens were slightly lower than those of the 310S joint specimens at 600 and 650 °C. The stress-rupture time curves of both the dissimilar weld joints, friction joints and gas tungsten arc welding (GTAW) joints, with the results of the base metal specimen of 9Cr-1Mo-V-Nb steel are shown in Figure 17. The creep rupture strength of the friction dissimilar joint specimen was less than that of the base metal and GTAW joints specimen at each temperature. Furthermore, the differences in creep strength between the dissimilar welded joint and base metal specimen tended to increase with increasing temperature. 4.3.3 Failure location and microstructure of the friction joint Optical micrographs of the HAZ and the 9Cr-1Mo-V-Nb base metal of the friction joint for the virgin condition are shown in Figure 18. Two fine-grained parts are observed in the HAZ, one adjacent to the base metal [Figure 18 b)] and the other adjacent to the interface of insert metal [Figure 18 d)]. The fine-grained part in the HAZ adjacent to the interface of insert metal formed during friction joining process, strain hardening due to upset pressure and recrystallization by post-weld heat treatment. Scan electron micrographs of creep rupture specimen at 600 and 650 °C are shown in Figure 19 and Figure 20, respectively. The rupture of friction joints occurred in the fine-grained region of the HAZ adjacent to the interface of insert metal of the 9Cr-1MoV-Nb steel. The schematic of the microstructure of friction welded joint is Figure 19 – Scan electron micrographs of crept specimens for HAZ of dissimilar friction joint Rivista Italiana della Saldatura - n. 5 - Settembre / Ottobre 2012 677 M.Yamazaki et al. - Creep rupture properties and fracture type of 9Cr-1Mo-V-Nb/18Cr-8Ni steel dissimilar joints Figure 20 – Scan electron micrographs and optical micrographs of crept specimens shown in Figure 21. The fine-grained part of the HAZ adjacent to the interface of insert metal formed during friction joining process, dynamic recrystallization. 4.4 Fracture type in dissimilar weld joint specimen Weld rupture types of similar and dissimilar weld joints are shown in the schematic in Figure 22. Conventionally, the rupture types are classified as Type I to Type IV [37-39], based on the rupture location within the weld in similar weld joints. Each type is defined as follows: r Type I: Rupture that generates cracks only in the weld metal. r Type II: Rupture that generates cracks across the range of the weld metal and at the coarse region of base metal HAZ. r Type III: Rupture that generates cracks only in the coarse- grained region of the base metal HAZ. r Type IV: Rupture that generates cracks only in the fine- grained region of the base metal HAZ. However, rupture locations differ among dissimilar weld joints. Thus, new classifications from Type V to Figure 21 – Schematic of the microstructure of dissimilar friction joint Figure 23 – Fracture type map of GTAW dissimilar weld joint Figure 22 – Fracture type of similar and dissimilar weld joints 678 Rivista Italiana della Saldatura - n. 5 - Settembre / Ottobre 2012 Figure 24 – Relationship between long term creep rupture strength and fracture type of GTAW dissimilar weld joint M.Yamazaki et al. - Creep rupture properties and fracture type of 9Cr-1Mo-V-Nb/18Cr-8Ni steel dissimilar joints Type VII are defined expediently as follows: r Type V: Rupture that generates cracks only in the base metal 9Cr1Mo-V-Nb steel. r Type VI: Rupture that generates cracks ranging from the interface of the 9Cr-1Mo-V-Nb steel HAZ and the Inconel 82, to the 9Cr1Mo-V-Nb steel HAZ and the base metal 9Cr-1Mo-V-Nb steel. r Type VII: Rupture that generates cracks at the interface of the 9Cr-1Mo-V-Nb steel HAZ and the Inconel 82. Figure 23 shows the fracture type of the GTAW dissimilar weld joint specimen under temperature/stress treatments, determined by observing fracture surfaces. At 550 °C and 240/200 MPa, the rupture was a Type VI. At 160 MPa, the rupture was a Type VII. At a temperature of 600 °C and stress of 160 MPa, the rupture was a Type V, and at less than 120 MPa, the rupture was a Type IV. Under lower stress, i.e., 80 MPa, the rupture was a mixed fracture of Type III and Type IV. At the high temperature, 650 °C, the rupture was a Type IV. As shown above, and in the results of this long-term creep rupture test, at given temperatures and stress levels , it has been determined that the fracture type of dissimilar weld joints transformed from a type V to a type VII and Type IV fractures. Figure 24 shows the relationship be- tween the creep rupture properties and fracture type of the GTAW dissimilar weld joints, which was estimated using the Larson-Miller parameter [41]. The fracture type of the GTAW dissimilar weld joints was predicted Type IV fracture mode at 550 and 600 °C and at the rupture occurring after 100 000 h. Mechanical properties such as the creep rupture properties of gas tungsten arc welding (GTAW) and friction joining (FJ) dissimilar weld joints were investigated under various elevated temperature levels. The findings are as follows: 1. The elevated temperature tensile test on dissimilar weld joints demonstrated that the changes in the rupture locations were dependent upon the tensile strength of the base metal. 2. Creep rupture strength of the GTAW and FJ dissimilar joint specimen was less than that of the base metal specimen at all temperature levels. In addition, the differences in creep strength between the weld joint and the base metal specimen tended to be greater with increasing temperature. 3. At 550 °C, 160 MPa, 17 198 h, the rupture specimen of GTAW dissimilar weld joint fractured at the interface between the 9Cr-1Mo-V-Nb steel HAZ and the Inconel 82. It is believed that this was caused by the shearing stress, exerted at the interface. 4. 5. 6. 7. 8. The fracture type of the GTAW dissimilar weld joints observed in the creep rupture test was transformed from a Type V, Type VII fracture to a Type IV fracture mode when increasing temperature and decreasing applied stress. The fracture type of the GTAW dissimilar weld joints was predicted Type IV fracture mode at 550 °C and 600 °C and at the rupture occurring after 100 000 h. Two fine-grained parts were observed in the HAZ, one adjacent to the base metal and the other adjacent to the interface of insert metal of dissimilar joint by friction joining. The rupture of friction dissimilar joints occurred in the fine-grained region of the HAZ adjacent to the interface of insert metal of the 9Cr-1Mo-V-Nb steel. The fine-grained of the HAZ adjacent to the interface of insert metal formed during friction joining process, dynamic recrystallization. Acknowledgements This experiment was funded by a grant from the Nuclear Research Fund, established by The Ministry of Education, Culture, Sports, Science, and Technology, on behalf of the Atomic Energy Board. References [1] [2] [3] [4] [5] Masuyama F.: Creep rupture life and design factors for high-strength ferritic steels, International Journal of Pressure Vessels and Piping, 2007, Vol. 84, no. 1-2, pp. 53-61. Abe F.: Heat-to-heat variation in long-term creep strength of some ferritic steels, International Journal of Pressure Vessels and Piping, 2010, Vol. 87, no. 6, pp. 310-318. Kaybyshev R.O., Skorobogatykh V. N. and Shchenkova I. A.: New martensitic steels for fossil power plant: Creep resistance, The Physics of Metals and Metallography, 2010, Vol. 09, no. 2, pp. 186-200. Cheon J. S., Lee C. B., Lee B. O., Raison J. 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About the authors Mr. Masayoshi YAMAZAKI ([email protected]), Mr. Takashi WATANABE ([email protected]), Dr. Hiromichi HONGO ([email protected]) and Dr. Masaaki TABUCHI ([email protected]) are all with National Institute for Materials Science, Tokyo (Japan). Rivista Italiana della Saldatura - n. 5 - Settembre / Ottobre 2012 681 FONTARGEN COMPETENZA SULLA BRASATURA Ogni volta che c‘è da unire metalli nel modo più efficiente Fontargen è il vostro partner, offrendo una gamma completa di prodotti brasanti dalle bacchette di rame e argento, nude e rivestite, fili, fino alle polveri, paste e disossidanti. Aziende di tutto il mondo si affidano alla nostra consulenza, al know-how tecnologico e alla qualità di prodotti realizzati in Germania. www.boehlerweldinggroup.com IIS Didattica Introduzione al processo di saldatura al plasma Introduzione al processo di saldatura al plasma * 1. Introduzione Per quanto il processo al plasma sia tuttora (erroneamente) considerato di recente sviluppo, è significativo ricordare che l’arco plasma è stato storicamente messo a punto in Germania, nel lontano 1909, dal fisico Schonner presso la BASF (Badische Anilin und Soda Fabrik). Da quel tempo, il processo ha raggiunto una notevole maturità sia nelle applicazioni rivolte alla saldatura che per quelle finalizzate ai riporti superficiali, per quanto non abbia forse raggiunto la diffusione che sarebbe stato lecito attendersi. 2. Caratteristiche dell'arco plasma Facendo riferimento alla pubblicazione dedicata all’arco elettrico per impiego in saldatura, si dà il nome di plasma ad un gas i cui atomi sono stati fortemente ionizzati: in queste condizioni il gas diviene conduttore della corrente elettrica. Il plasma per le applicazioni qui considerate viene ottenuto facendo passare un flusso del gas da ionizzare (generalmente un gas inerte) attraverso un arco elettrico strozzato: tale strozzatura è realizzata mediante un'opportuna diaframmatura dell'ugello della torcia. La diaframmatura realizza una sorta di concentrazione del fascio, con conseguente aumento dei suoi effetti termici, per cui nel plasma si raggiungono temperature molto più elevate (circa 20.000 °C) di quelle che si hanno in un arco libero (sino a 12.000 °C). Non si può parlare propriamente di focalizzazione del fascio di atomi ionizzati in modo analogo a quello che si ha nel fascio di elettroni o di fotoni. Il principio dell'arco - plasma è illustrato * nella Figura 1. La torcia è costituita da una camera cilindrica in corrispondenza del cui asse viene fissato un elettrodo di tungsteno. Nella parte inferiore della torcia una punta speciale energicamente raffreddata a circolazione d'acqua, con un foro di diametro normalmente minore di quello dell'elettrodo, crea la strozzatura dell'arco. Si può utilizzare un foro cilindrico con elettrodo in posizione interna che dà luogo ad un arco più rigido (Fig. 2, a sinistra) normalmente per le intensità Redazione a cura della Divisione Formazione dell’Istituto Italiano della Saldatura, Genova. di corrente più basse, oppure un foro conico divergente ed elettrodo più interno ed un arco più morbido (Fig. 2, a destra). L'arco elettrico, che provvede alla ionizzazione del gas, è alimentato da un generatore di corrente continua a caratteristica cadente e può scoccare: r fra l'elettrodo ed il materiale da saldare (Fig. 3a): in questo caso si ha un "arco trasferito", usato con i materiali metallici per la saldatura ed il taglio; r fra l'elettrodo e la punta plasma (Fig. 3b): in questo caso si ha un "arco non trasferito", che può essere utilizzato su materiali non metallici e per microsaldature, il suo rendimento energetico è infatti molto basso. Il gas entra lateralmente nella parte superiore della torcia e subisce la dissociazione ionica attraversando l'arco; questo fenomeno è particolarmente intenso nella zona centrale dell'arco, ove viene conseguita una dissociazione pressoché completa e dove si raggiungono altissime temperature: per tale motivo è realizzato un energico raffreddamento della torcia con circolazione d'acqua. Figura 1 - Rappresentazione del principio dell’arco - plasma Figura 2 - Geometria della torcia per la saldatura plasma Rivista Italiana della Saldatura - n. 5 - Settembre / Ottobre 2012 683683 Introduzione al processo di saldatura al plasma Figura 3 - Plasma con arco trasferito (a) e non trasferito (b) Il gas, per effetto dell'elevato innalzamento termico, ha la tendenza ad espandersi: la strozzatura della torcia dà luogo quindi ad un aumento della velocità di uscita del gas ionizzato (qualche migliaio di m/s) che forma quindi un fascio di ioni ad energia concentrata (plasma-jet). 3. Apparecchiature per la saldatura al plasma 3.1 Generalità Le apparecchiature per la saldatura ad arco plasma differiscono a seconda che si tratti di apparecchiature per la saldatura con arco trasferito o non trasferito e che si tratti di saldatura manuale o automatica. La saldatura manuale con arco trasferito viene generalmente usata con basse intensità di corrente e sostituisce efficacemente il processo TIG (Fig. 4). L'arco plasma infatti consente l'uso di archi stabili anche con ridotte intensità di corrente con un migliore controllo della distanza torcia-pezzo e della penetrazione. Esistono apparecchiature di microplasma particolarmente adatte per elementi assai sottili (fili, lamierini di 0,1÷1,0 mm di spessore) che permettono l'uso di correnti estremamente basse (anche fino a 0,1 A) con flusso di plasma ancora molto stabile e direzionale (molto di più di quello dell'arco TIG che, per correnti molto basse, ad esempio inferiori a 5 A, non risulta sufficientemente stabile). Le apparecchiature per la saldatura al plasma a "forte penetrazione" (con arco trasferito - plasma-jet), cioè con formazione di foro di penetrazione (o keyhole) sono generalmente costituite da torce montate su teste per saldatura automatica. Ciò è necessario perché, per mantenere il foro di penetrazione, occorre una particolare costanza della velocità di avanzamento, del posizionamento (direzione) e della distanza torcia-pezzo, difficilmente realizzabili in saldatura manuale o semiautomatica. L'apparecchiatura per saldatura a forte penetrazione prevede inoltre programmi di variazione della portata del gas e della corrente dell'arco in salita o in discesa per la corretta formazione e rispettivamente chiusura del keyhole. In caso contrario diviene praticamente impossibile evitare difetti di estremità per cui il processo va usato solo per giunti non circonferenziali e muniti di talloni di estremità. 3.2 Torce Dei principali tipi di torce per saldatura al plasma si è già fatto cenno. A quanto detto va aggiunto che al circuito elettrico principale di saldatura é generalmente aggiunto un circuito ausiliario che fornisce un arco pilota con corrente continua a bassa intensità ed innesco ad alta frequenza, non trasferito, che scocca fra elettrodo e ugello della torcia. L'arco pilota serve a mantenere una sufficiente ionizzazione del Figura 4 - Confronto TIG - Plasma 684684 Rivista Italiana della Saldatura - n. 5 - Settembre / Ottobre 2012 mezzo e a facilitare l'innesco della formazione del plasma all'atto della saldatura. L'arco pilota viene automaticamente disinserito dopo l'accensione dell'arco per saldatura. Esiste parimenti un circuito ausiliario che serve a mantenere, per un certo tempo, il flusso di gas inerte dopo l'estinzione dell'arco per saldatura: detto flusso serve a proteggere dall'ossidazione l'elettrodo di tungsteno toriato e le pareti interne dell'ugello della torcia, mantenendoli più a lungo in buone condizioni operative e facilitando il reinnesco dell'arco di saldatura. L'elettrodo di tungsteno, pertanto (molto spesso tungsteno toriato, ceriato o lantaniato) risulta molto più protetto nelle torce plasma dalle contaminazioni che non nelle torce TIG. L'elettrodo nelle torce plasma può, infatti, funzionare per parecchie ore prima di richiedere la ravvivatura della punta. Molto importanti sono inoltre i circuiti di raffreddamento delle torce, generalmente ad acqua e in particolare dell'ugello delle stesse; detto raffreddamento forzato è indispensabile date le elevate temperature raggiunte dal flusso di gas ionizzato. L'acqua generalmente è demineralizzata, per evitare depositi nelle torce e viene fatta circolare in circuito chiuso. La presenza di tutti questi circuiti e le elevate sollecitazioni termiche cui Introduzione al processo di saldatura al plasma Figura 5 - Torcia plasma raffreddata ad aria d'arco in un campo abbastanza vasto, ad esempio fino a 20 mm senza comprometterne la stabilità) si fa spesso uso di generatori a caratteristica verticale, praticamente a corrente costante, ottenuta con regolazione elettronica. Possono quindi essere vantaggiosamente usati generatori a controllo elettronico. Negli altri casi possono ancora essere usati generatori di tale tipo oppure saldatrici a raddrizzatori con controllo elettronico, o ad onde quadre, ecc. Oltre al generatore di corrente l'impianto è costituito da un quadro di controllo e comando per la regolazione delle sequenze di saldatura e dei parametri: r innesco arco pilota; r discesa della torcia (per saldatura automatica); r innesco arco saldatura; r corrente di innesco e di saldatura, gas plasma; r fine ciclo, spegnimento arco; r discesa corrente; r riduzione gas; r comando e arresto movimenti filo d'apporto e traslazione torcia o pezzo. L'impianto prevede inoltre i dispositivi di sicurezza del gas ed acqua di raffreddamento ed eventualmente i Figura 6 - Torcia plasma raffreddata ad acqua sono soggette rendono pertanto le torce al plasma più voluminose e ingombranti delle corrispondenti torce MIG o TIG: è dunque importante valutare per determinate applicazioni anche le condizioni di accessibilità al giunto. Non va infine trascurata la necessità di un’accurata manutenzione. 3.3 Generatori ed impianti di saldatura Come detto in precedenza, vengono usati quasi esclusivamente generatori di corrente continua: l'elettrodo di tungsteno toriato è di norma posto al polo negativo (CCPD / DCEN) per prolungarne la durata. Nel caso delle saldatrici a microplasma (per le quali, a bassissimi valori di corrente, è importante poter variare la lunghezza Figura 7 - Un moderno impianto per saldatura plasma (cortesia Linde - Sciaky) Rivista Italiana della Saldatura - n. 5 - Settembre / Ottobre 2012 685685 Introduzione al processo di saldatura al plasma comandi per la pulsazione di corrente. Negli impianti per saldatura plasma automatici esiste quasi sempre un controllo di posizione della torcia sull'asse verticale tramite la tensione dell'arco. Una slitta motorizzata verticale asservita alla tensione dell'arco di saldatura consente di garantire una distanza costante tra la torcia ed il pezzo: si ottiene in tal modo una penetrazione praticamente costante. L'impiego del processo plasma quindi è consigliabile soprattutto nelle applicazioni automatiche o completamente automatizzate, ove il maggior costo di investimento viene compensato dalla maggiore produttività (Fig. 7). In confronto con il processo TIG, con l'arco plasma si possono saldare (nel caso degli acciai al carbonio) spessori oltre i 3 mm e fino a 10 mm circa, in una sola passata a lembi retti e con un limitato consumo di filo d'apporto. 3.4 Gas Nella saldatura al plasma occorre distinguere tra il gas usato per creare il plasma e il gas di protezione. Infatti il primo esce dall'ugello con troppa violenza e turbolenza per assicurare una protezione efficace. Il gas usato per la formazione del plasma in saldatura é generalmente l'argon che, con il suo basso potenziale di ionizzazione, assicura facile innesco dell'arco e un arco pilota stabile. Esso inoltre fornisce un getto di plasma stabile e un'ottima protezione all'elettrodo di tungsteno. Talvolta vengono effettuate moderate aggiunte di idrogeno (fino al 5% H2) all'argon per creare un maggior trasferimento termico (dissociazione e ri-associazione dell'H2) particolarmente nella saldatura a forte penetrazione. La portata del gas per il plasma varia, di solito, da 2 a 10 l/min. I gas usati per la protezione del bagno sono analoghi a quelli per la saldatura TIG: argon, elio, miscele di argon-elio e miscele di argon-idrogeno. Le miscele sono di solito usate per rendere il bagno più fluido ed evitare incisioni marginali, accrescendo l'apporto termico per unità di superficie. In particolare l'idrogeno (variabile dall'1 al 15%) permette di accrescere la velocità di saldatura e limita le ossidazioni e le porosità nelle leghe a base di Ni e negli acciai inossidabili al Cr-Ni. L'elio aumenta pure l'apporto termico a causa del suo potenziale di ionizzazione più elevato ed è usato generalmente per saldatura di materiali ad elevata conducibilità termica tipo leghe di Al e Cu. In miscela con l'argon (ad esempio 75% He - 25% Ar) viene usato per forti spessori di titanio o rame: l'argon nella miscela ha il vantaggio di stabilizzare l'arco, mentre l'elio accresce l'apporto energetico. La portata dell'argon e delle miscele a base di argon per la protezione del bagno varia, di solito, da 4,5 a 9 l/min. L'elio, solo o in miscela con l'argon, richiede invece portate assai maggiori (15÷30 l/min). 3.5 Materiali d'apporto Nel caso di saldature al plasma a media o forte intensità di corrente si usano generalmente materiali che vengono apportati al bagno come nel processo TIG manuale o automatico. Anche i fili sono gli stessi considerati nel processo TIG, cui si rimanda. La quantità di filo da apportare é generalmente minore (a parità di altre condizioni) di quella che si ha nel processo TIG, particolarmente se si usa il metodo a forte penetrazione (keyhole) per cui l'apporto serve soprattutto per formare il sovrametallo; il filo di apporto non é infatti usato nella prima passata a forte penetrazione di saldature multipass. 3.6 Ulteriori considerazioni Nel complesso deve essere tenuto presente che le apparecchiature per la saldatura al plasma sono in generale abbastanza complesse e quindi delicate. Pertanto, come precedentemente già detto, la saldatura ad arco plasma trova le sue maggiori applicazioni nella versione automatica o completamente automatizzata, potendo sfruttare in tal modo le elevate prestazioni del processo e semplificare con l'automatizzazione le più complesse sequenze di lavoro. Una maggiore cura deve anche essere richiesta nella manutenzione e con- 686686 Rivista Italiana della Saldatura - n. 5 - Settembre / Ottobre 2012 duzione degli impianti per evitare che eventuali perdite dei fluidi (gas e acqua) possano alterare il risultato finale. Il personale addetto alle manutenzioni delle saldatrici, torce e pannelli di controllo deve essere inoltre particolarmente esperto. Per le applicazioni manuali, invece, l'apprendimento del saldatore è più facile rispetto al caso del TIG data la maggiore stabilità, elasticità e direzionalità dell'arco plasma. 4. Modalità di saldatura e applicazioni Nella descrizione del processo si é già accennato alle diverse modalità di saldatura; per dare un quadro organico si possono distinguere qualitativamente modalità a bassa, media o ad elevata intensità di corrente. 4.1 Modalità di saldatura a bassa corrente Si intendono tali correnti inferiori a 15 A, che includono pertanto il cosiddetto microplasma, che può giungere fino a 0,1 A. Hanno il principale vantaggio che con l'energia concentrata del plasma e la maggiore stabilità d'arco si possono saldare spessori molto sottili (fino a 0,1÷0,3 mm) dei diversi materiali, senza sfondamenti, con buon controllo dell'arco e del bagno e con distorsioni assai limitate. Spesso si usano preparazioni a bordi rilevati per spessori inferiori a 0,3 mm. La saldatura può essere manuale (ad esempio, la saldatura di reti, di filtri, di elementi di pressostati, la puntatura di accessori anche in posizione difficile), effettuabile in tutte le posizioni, o automatica (saldatura di lamierini, saldatura longitudinale di tubi, ecc.), effettuata generalmente in piano. Un esempio dei parametri usati per la saldatura a bassa corrente può essere il seguente: r gas plasma: argon; r corrente: 10÷15 A; r gas di protezione: Ar + 2% H2; r diametro ugello della torcia: 0,8 mm. Per spessori molto sottili in saldatura Introduzione al processo di saldatura al plasma 4.3 Figura 8 - Torcia per saldatura microplasma (cortesia COMATEC) automatica esiste pure la versione del microplasma ad arco pulsato (Fig. 8). 4.2 Modalità di saldatura a media corrente Si intendono quelle con corrente da 15 a 100 A. Con queste modalità il processo al plasma può essere considerato come un'estensione del processo TIG, e risulta conveniente ove il maggior costo sia compensato dalla maggiore elasticità del processo. Si usano infatti, di regola, le stesse preparazioni del processo TIG. La saldatura di solito è effettuata in manuale, in tutte le posizioni, salvo in certi casi (in cui risulta preferibile la saldatura automatica per effetto delle maggiori correnti), nei quali è applicata solo in piano; può essere usata per la saldatura, anche circonferenziale, dei tubi; in certe applicazioni elettromeccaniche su motori elettrici; in costruzioni automobilistiche, etc. Dato il vantaggio della bassissima contaminazione dell'elettrodo, la saldatura al plasma ha riscosso un certo successo nella saldatura degli acciai al carbonio o basso-legati in applicazioni automatiche o completamente automatizzate in quanto il maggior peso e ingombro della torcia sono un non indifferente svantaggio. Nel caso di saldatura a media intensità merita inoltre di essere menzionata la modalità di saldatura al plasma a corrente pulsante, nella quale un rapido impulso provoca la penetrazione nel materiale, mentre il successivo tempo a corrente più bassa permette al bagno di solidificare in parte senza sfondamenti. La saldatura assume quindi il carattere di tanti punti successivi parzialmente sovrapposti. Modalità di saldatura ad elevata corrente Possono essere considerate tali quelle superiori a 100 A (di solito, fino a 180÷200 A). Tenendo conto della maggiore concentrazione della sorgente termica va considerato che una corrente di 100 A nel processo plasma, può considerarsi "equivalente" ad una da 200 A nel caso di arco TIG, (Fig. 9). In queste modalità di saldatura si possono distinguere le due forme: r saldatura a plasma con trasmissione del calore per contatto diretto, detto “palsma dolce" (melt-in); r saldatura con trasmissione del calore per contatto diretto, detto “a forte penetrazione" (keyhole). La prima può ancora essere usata in forma manuale anche se il peso della torcia rende la tecnica più difficoltosa, la seconda è usata sempre in forma automatica o completamente automatizzata. Il maggiore vantaggio della saldatura a forte penetrazione si ha nel caso di spessori saldati in una sola passata, estendendosi il keyhole all'intero spessore da saldare (Fig. 10). Si ottengono così una forma di giunto profonda e molto stretta, limitate distorsioni e velocità di saldatura relativamente elevate. La preparazione a lembi retti accostati e il consumo di materiale d'apporto (filo alimentato lateralmente alla torcia) è assai ridotto. Dato tuttavia che il getto di plasma é concentrato ma non "focalizzato" su piccole macchie focali, limitando così l'energia specifica per mm2 di superficie del pezzo da saldare, la profondità del keyhole, che si può ottenere col processo plasma, è limitata e non supera in genere 6÷10 mm. Inoltre nella saldatura con keyhole a partire da 3 mm è consigliabile usare all'inizio ed alla fine dei talloni di estremità sui quali verrà lasciato il foro. Per una migliore comprensione dell'effetto dei parametri di saldatura nei confronti della formazione del keyho- Figura 9 - Arco plasma ad elevata corrente (Argon, 150 A, 28 V) Figura 10 - Esempio di saldatura plasma keyhole di leghe di alluminio Rivista Italiana della Saldatura - n. 5 - Settembre / Ottobre 2012 687687 Introduzione al processo di saldatura al plasma Figura 11 - Effetto della velocità di saldatura e della corrente sulla formazione del keyhole (Plasma gas: 1.3 l/min, diametro ugello: 1.57 mm; A - Velocità 2 mm/s, corrente 60 A; B - Velocità 2 mm/s, corrente 65 A; C - Velocità 1.8 mm/s, corrente 70 A; D - Velocità 1.6 mm/s, corrente 75 A) Figura 12 - Esempio di corrente ad onda quadra per saldatura plasma keyhole di leghe di alluminio le è possibile analizzare la Figura 11, unitamente al dettaglio dei parametri impiegati nei diversi casi descritti. Per materiali sensibili all'ossidazione è inoltre opportuna una protezione al rovescio ottenuta con una barra scanalata, avente dimensioni di scanalatura abbastanza ampie in modo da permettere l'evacuazione dei gas plasma. Il processo a forte penetrazione (con keyhole) è generalmente usato in piano: con opportuni accorgimenti può anche essere usato in frontale o in verticale ascendente. Problemi particolari pone la saldatura plasma di alluminio e sue leghe con l'uso della corrente continua: in modo analogo alla saldatura TIG, occorre rompere la pellicola superficiale d'ossido; per superare tale difficoltà sono stati elaborati generatori speciali a polarità variabile e ad onde quadre (Fig. 12) che possono essere programmati alternativamente con polo positivo o negativo sul pezzo. In pratica, occorre una corrente di Figura 13 - Saldatura di lamiere di alluminio (tecnica keyhole, spessore 5mm) circa 70 A di polarità inversa (polo sul pezzo) per frantumare la pellicola d'ossido addizionata ad una corrente di 140÷180 A di polarità diretta per creare il foro di penetrazione su spessori di circa 6 mm (Fig. 13). Applicazioni tipiche sono le saldature longitudinali di tubi saldati di diversi materiali (acciai al carbonio o bassolegati, acciai inossidabili, nichel e sue leghe, titanio e sue leghe, ecc.) o di apparecchi di serie, nei quali la maggior velocità di saldatura (che può superare i 50 cm/min) compensa la maggiore spesa per l'accuratezza delle preparazioni ed il maggior costo delle apparecchiature. Relativamente alle tolleranze delle preparazioni, esse risultano assai critiche per il processo e la tecnica keyhole in particolare: a titolo di esempio, per spessori tra 2.5 e 4 mm si possono considerare accettabili slivellamenti tra 0.4 ed 1 mm (con luci comprese tra 0.5 ed 1 mm), per spessori maggiori di 4 mm slivellamenti massimi 688688 Rivista Italiana della Saldatura - n. 5 - Settembre / Ottobre 2012 tra 1 e 1.5 mm (con luci di 1.5 mm circa). Nella Tabella 1 sono riportati alcuni esempi invece di parametri impiegabili per la saldatura di lamiere di acciaio inossidabile con materiale di apporto, mentre la Tabella 2 riporta un esempio di parametri per la saldatura di lamiere di titanio a forte penetrazione (keyhole). Il processo di saldatura al plasma, nella versione automatica, può essere usato pure per saldature a passate multiple di giunti di spessore maggiore; in essi, di solito, la prima passata è fatta a forte penetrazione: la preparazione deve pertanto essere adatta al metodo del keyhole. Spesso si usa una preparazione a Y con spalla di 5 mm e angolo di 75°. Le passate successive sono fatte riducendo l'intensità del getto di plasma e passando al tipo di plasma dolce (meltin) con metallo d'apporto. Pertanto, occorre aver cura nello studio della preparazione dei lembi e dell'accessibilità per tenere conto delle non trascurabili dimensioni della torcia Introduzione al processo di saldatura al plasma TABELLA 1 - Parametri impiegabili per la saldatura al plasma di lamiere di acciaio inossidabile con materiale di apporto (esempi) Filo consumabile Spessore [mm] Corrente [A] Tensione [V] Velocità [cm/min] 2 120 25÷27 3 130÷140 4 Gas Diametro [mm] Velocità [cm/min] Plasma [Ar o Ar 2% H2] Protezione [Ar o Ar 5% H2] 65 1 60 2÷3 15 25÷28 45÷50 1 50 3÷4 15÷20 150÷160 25÷28 35÷28 1.2 60 4÷5 15÷20 5 150÷160 25÷28 28÷32 1.2 60 4.5÷6 20÷25 6 250÷270 24÷26 26÷30 1.2 60 8÷9 20÷30 8 250÷280 24÷26 18÷20 1.2 90 8÷10 25÷30 TABELLA 2 - Parametri impiegabili per la saldatura plasma di lamiere di titanio con tecnica keyhole (esempi) plasma. Le applicazioni di saldatura a passate multiple sono tuttavia limitate e vanno, di regola, fino a spessori di circa 10 mm su acciai inossidabili e 15 mm su titanio, saldati generalmente in piano. La passata a forte penetrazione permette velocità di avanzamento di 30÷40 cm/min mentre la (o le) passate di riempimento sono fatte, di solito, a velocità di 20÷25 cm/min. Un'altra versione del processo plasma è la saldatura a punti per fusione di lamiere sottili o di sottili rivestimenti su lamiere spesse. L'energia concentrata del getto di plasma limita, in tale applicazione, le distorsioni delle lamiere sottili. In certi casi i punti di saldatura per fusione possono essere parzialmente sovrapposti in modo da formare dei giunti a tenuta. 4.4 Saldatura Plasma MIG Una variante dell’apparecchiatura di arco trasferito è quella in cui al plasma è associato un metallo d'apporto: si parla in tal caso di plasma MIG, nel quale un arco (arco MIG) scocca fra filo elettrodo e pezzo ed è attorniato da un flusso di plasma trasferito, creato da un secondo elettrodo infusibile (Figg. 14 e 15). Ciò permette di aumentare la stabilità e le modalità di trasferimento delle gocce senza spruzzi ed oscillazioni; inoltre, per fili di diametro maggiore di 1 mm, permette di aumentare la produttività ed il deposito di materiale d'apporto e di accrescere Spessore [mm] Corrente [A] Tensione [V] Velocità [cm/min] Diametro ugello [mm] Portata gas plasma [l/min] Portata gas protettivo [l/min] 3.2 185 21 51 2.8 3.7 30 4.75 175 25 33 3.5 8.4 30 10 225 38 25.5 3.5 15 30 12.7 270 36 25.5 3.5 12.6 30 15.3 250 39 182.8 3.5 14 30 Figura 15 - Plasma MIG Figura 14 - Schema del processo plasma MIG la penetrazione; la torcia diviene per contro molto più complessa e pesante di quella MIG per cui poco adatta a procedimenti semiautomatici. Per tale motivo la diffusione del Plasma MIG è piuttosto limitata ed è stata usata nel passato soprattutto per saldatura e per riporti in piano, ora soppiantati da altri procedimenti. Rivista Italiana della Saldatura - n. 5 - Settembre / Ottobre 2012 689689 Corso di QualiÀcazione a International Welding Technologist (IWT), International Welding Engineer (IWE) Genova 2013 L’IIS terrà presso la propria Sede di Genova, nel 2013, il proprio tradizionale Corso di QualiÀcazione 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 3HUFKLGHVLGHULDFFHGHUHDOODTXDOLÀFD]LRQHDG 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 IngegneULDLQDOWHUQDWLYDODXUHDLQDOWUHIDFROWjVFLHQWLÀFKHDEELQDWDDGXQDFRPSURYDWDHVSHULHQ]D 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 durante una settiPDQDSHUFLDVFXQRGHLPHVLULSRUWDWLGLVHJXLWR Parte 1 e 2 (Corso di Specializzazione in saldatura): Gennaio, Febbraio, Marzo e Aprile 2013 Parte 3 (Moduli Avanzati): 0RGXOR$YDQ]DWR´7HFQRORJLDGHOOD6DOGDWXUDµ0DJJLR 0RGXOR$YDQ]DWR´0HWDOOXUJLDH6DOGDELOLWjµ*LXJQR 0RGXOR$YDQ]DWR´3URJHWWD]LRQHHFDOFRORµ6HWWHPEUH 0RGXOR$YDQ]DWR´)DEEULFD]LRQHDVSHWWLDSSOLFDWLYLµ2WWREUHH1RYHPEUH I Moduli integrativi per i soli Welding Engineer saranno tenuti nei mesi di Luglio 2013 (Metallurgia,Tecnologia della Saldatura) e Dicembre 2013 (Progettazione e Calcolo, Fabbricazione). 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 RUDULR¸DGHFFH]LRQHGHOOHJLRUQDWHGLOXQHGuRUDULR¸HGLYHQHUGu RUDULR¸SHUFRQVHQWLUHDJOLDOOLHYLGLUDJJLXQJHUHODVHGHGHO&RUVRVHQ]DVSRVWDmenti festivi. Iscrizioni Le iscrizioni dovranno pervenire entro lunedì 14 Gennaio 2013. 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 FROODQDFRPSOHWDGHOOHSXEEOLFD]LRQLqSDULD 6.900,00 €, per Welding Technologist; ½SHU:HOGLQJ(QJLQHHU GDFRUULVSRQGHUVLPHGLDQWHERQLÀFREDQFDULRVXOFRQWRFRUUHQWH%DQFDGL/HJQDQR*UXSSR %DQFD 3RSRODUH 0LODQR ,%$1 ,7: LQWHVWDWR DOO·,VWLWXWR ,WDOLDQR della Saldatura. Si segnala che questi corsi sono svolti in regime di esenzione IVA (Rif. punto 20, Art. 10 del DPR 633/1972). Informazioni Per ulteriori informazioni è possibile rivolgersi all’Istituto Italiano della Saldatura 9LD/XQJRELVDJQR,VWULD*HQRYD'LYLVLRQH)RUPD]LRQH 7HO)D[ZZZIRUPD]LRQHVDOGDWXUDLWIRUPD]LRQH#LLVLW !! !"#" • • • • • !"#$ %&'&$&'$! ()*++,+--./"0" 1/2-++2-+2-/-,3 444 444 La più ampia gamma di soluzioni per la saldatura e taglio Il Gruppo AIR LIQUIDE Welding è uno dei leader nel mercato della saldatura e taglio dei metalli. Attraverso diversi marchi di fama internazionale SAF-FRO, OERLIKON, CEMONT, WELDLINE propone un’ampia gamma di impianti di saldatura e taglio, prodotti di consumo, accessori e servizi associati alle imprese che lavorano il metallo. Con il C.T.A.S. (Centro Tecnico di Applicazioni della Saldatura), il più importante centro privato al mondo di ricerca e sviluppo nel settore della saldatura, AIR LIQUIDE Welding offre costantemente ai suoi clienti soluzioni innovative per migliorare le loro performance e la loro produttività, mantenendo come principale obiettivo il comfort e la sicurezza degli operatori. FRO-AIR LIQUIDE Welding Italia www.airliquidewelding.it [email protected] Scienza e Tecnica Scienza e Tecnica Idrogeno e metalli Già nei primi anni del XX secolo si è cominciato a interpretare alcuni cedimenti di materiali metallici pensando ad una possibile interazione con la presenza dell’idrogeno nel metallo stesso. Di fatto, l’effetto dell’idrogeno nei metalli ha sempre suscitato notevole interesse per le sue particolari capacità di intervenire nel loro comportamento meccanico e per le sue uniche proprietà chimico-fisiche e di interazione con i reticoli cristallini e relativi difetti; ciò è quanto mai attuale considerando le applicazioni dell’idrogeno come combustibile attualmente in fase di rapido studio e sviluppo. Ad oggi è noto che l’idrogeno possegga una grande abilità nel diminuire l’affidabilità in servizio di componenti realizzati in acciaio ed in altre leghe (p.e. a base nichel o titanio), ma forse non è parimenti noto come l’effetto di tale elemento (il primo e più piccolo nella Tavola periodica di Mendeleev) non abbia una sola possibilità di manifestarsi; anzi, i danneggiamenti indotti dall’idrogeno nelle leghe metalliche sono di diversa tipologia e fenomenologia: r r r r r blistering da idrogeno; fisheye / fiocchi; attacco da idrogeno a caldo; formazione di idruri; infragilimento da idrogeno. Ad eccezione dell’infragilimento da idrogeno che coinvolge l’idrogeno in forma atomica, negli altri danneggiamenti introdotti è sempre coinvolta una trasformazione di fase. L’idrogeno è in grado di diffondere all’interno dei metalli come atomo o come ione meglio che come molecola (H2); pertanto, l’assorbimento di idrogeno è strettamente correlato alla presenza di idrogeno atomico (nascente) sulla superficie del metallo. La presenza di idrogeno nascente a sua volta presuppone la dissociazione/presenza dell’idrogeno molecolare dell’ambiente che deve essere adsorbito a livello superficiale. Condizioni di alta temperatura, alte pressioni e processi elettrochimici (p.e. corrosione, in particolare in ambiente acido dominato dalla reazione catodica di riduzione dell’H+) possono favorire l’adsorbimento superficiale e la penetrazione dell’idrogeno nascente nei reticoli cristallini. Pertanto, la concentrazione di idrogeno all’interno dei metalli è proporzionale alla sua fugacità (concentrazione) in superficie (Fig. 1). A questo punto il cammino dell’idrogeno può scegliere diverse strade preferenziali all’interno della microstruttura cristallina: o fermarsi in siti interstiziali presenti all’interno dei reticoli o rimanere intrappolato in siti “particolari” associati tipicamente a vari difetti cristallini. Negli acciai l’idrogeno atomico presente nei siti interstiziali tende a espandere/deformare questi ultimi in virtù delle sue dimensioni che sono maggiori dei siti stessi; quindi, se può, l’idrogeno preferisce fermarsi nei siti “particolari” laddove risulta essere meglio accomodato; alcuni esempi di siti particolari possono essere bordi grano, dislocazioni, vacanze, vuoti, inclusioni, seconde fasi. Ad esempio, la presenza di incrudimento in un metallo favorisce l’assorbimento di idrogeno attraverso un incremento di dislocazioni e vacanze. Di norma il rapporto tra la concentrazione dell’idrogeno nei siti particolari e quella dei siti interstiziali è maggiore per i reticoli cubici a corpo centrato (ferrite) e tetragonali (martensite) rispetto ai reticoli cubici a facce centrate (austenite). L’idrogeno presente nei siti straordinari è sovente definito idrogeno intrappolato, mentre l’idrogeno nei siti interstiziali è definito idrogeno disciolto o “diffusibile”. E’ noto come nelle leghe a base ferro di tipo CCC (acciai ferritici) la solubilità generale dell’idrogeno è minore e la diffusività (tunneling) è maggiore rispetto alle leghe con reticolo cubico a facce centrate (CFC), quali acciai inossidabili austenitici. La struttura fuori equilibrio martensitica degli acciai è caratterizzata da notevole distorsione del reticolo e densità di dislocazioni, quindi presenta una maggiore solubilità e minore diffusività dell’idrogeno rispetto alla ferrite. Blistering da idrogeno I fenomeni di blistering si realizzano in presenza di una certa quantità di idrogeno assorbito nel metallo, in particolare per effetto dell’idrogeno accumulato nei siti straordinari quali ad esempio superficie di interfaccia tra inclusioni e matrice metallica e in presenza di difetti di laminazione. Una volta accumulato, l’idrogeno nascente si ricombina a idrogeno molecolare Rivista Italiana della Saldatura - n. 5 - Settembre / Ottobre 2012 693 Scienza e Tecnica inducendo una locale alta pressione all’interfaccia. L’entità di tale pressione è funzione, come ovvio, della quantità di idrogeno assorbito nel metallo, ma altresì del rapporto tra idrogeno intrappolato ed idrogeno diffusibile, nonché della temperatura. Se l’idrogeno proviene da ambienti di esercizio gassosi ad alta pressione, la pressione all’interfaccia inclusione/ matrice non supera la pressione del gas stesso; al contrario, elevate pressioni locali possono verificarsi nel caso di idrogeno assorbito per via elettrochimica, essendo la concentrazione di idrogeno nascente sulla superficie, e quindi di conseguenza quella interna, anche di qualche ordine di grandezza superiore rispetto al caso precedente. In presenza di elevate concentrazioni di idrogeno molecolare all’interfaccia matrice/inclusione (elevata concentrazione di idrogeno nel metallo e presenza di numerosi siti di accumulo), la pressione può raggiungere valori tali da deformare plasticamente il materiale formando un blister. Se il materiale non possiede un’adeguata duttilità, l’accumulo di idrogeno all’interfaccia induce una serie di cricche piuttosto che un rigonfiamento (Hydrogen Induced Cracking). Fisheye / fiocchi In certe situazioni, l’assorbimento di idrogeno e la successiva precipitazione interna, in manufatti metallici ottenuti per fusione, può indurre la formazione di cricche interne di tipo fragile. La fonte tipica di idrogeno in questi casi è la presenza di umidità a contatto con il metallo fuso. La solubilità dell’idrogeno diminuisce con il passaggio solido liquido e l’eccesso di quest’ultimo precipita in corrispondenza di micro vuoti, inclusioni o altre imperfezioni; in tale situazione la pressione intorno alla zona di precipitazione dell’idrogeno aumenta; in presenza di idrogeno nel reticolo cristallino, gli apici dell’imperfezione non si plasticizzano (perdita di tenacità) e quest’ultima di propaga, se sollecitata da una tensione di trazione, in maniera fragile e intergranulare fino a scaricare la stessa pressione interna. Tali danneggiamenti compaiono tipicamente allorquando un materiale venga fratturato per sovraccarico in tensione (p.e. prova di trazione monoassiale); all’interno della tipica superficie di frattura per sovraccarico si possono distinguere alcune caratteristiche superfici brillanti riconducibili alle fessurazioni interne indotte dall’idrogeno (fisheye). Se tali difetti interni indotti dall’accumulo di idrogeno nel metallo intorno a micropori/inclusioni con una prima propagazione fragile della cricca, si formano per effetto di deformazioni di forgiatura, il danneggiamento specifico prende il nome di fiocchi. Quindi, nel caso di fisheye il difetto si rende evidente in fase di sovraccarico in tensione (p.e. prova di trazione), nel Figura 1 - Fenomeno di assorbimento di idrogeno in un metallo 694 Rivista Italiana della Saldatura - n. 5 - Settembre / Ottobre 2012 caso di fiocchi in fase di lavorazione (forgiatura). Attacco da idrogeno L’attacco da idrogeno è tipicamente indotto dalla formazione di una fase gas, generalmente insolubile, per reazione dell’idrogeno assorbito con elementi di lega o impurità all’interno di un metallo. Due esempi sono la reazione dell’idrogeno con inclusioni di ossido di rame nelle leghe di rame con formazione di vapore acqueo (problema non più diffuso grazie all’utilizzo di rame disossidato) e la reazione dell’idrogeno con i carburi negli acciai con formazione di metano. Tali processi avvengono per alte temperature e alte pressioni parziali di idrogeno. In particolare negli acciai ferritici l’assorbimento di idrogeno e la sua mobilità interna portano ad un accumulo dello stesso in corrispondenza di interfacce microstrutturali (p.e. bordi grano, interfaccia ferite/perlite), soprattutto se presenti micro pori indotti da inclusioni o difetti. L’idrogeno atomico si ricombina ad idrogeno molecolare e reagisce con i carburi (p.e. carburo di ferro-cementite) formando metano (CH4); la formazione di metano è termodinamicamente favorita per temperature superiori a 200 °C. Il valore di pressione di equilibrio del metano, accumulato in corrispondenza delle interfacce, può diventare tale da favorire la formazione e propagazione di microcricche; in aggiunta, se sono presenti tensioni agenti sul materiale (applicate o residue), queste agiscono in sinergia con la pressione all’interfaccia e le microcricche possono innescarsi e propagarsi per valori di pressione di equilibrio di metano più modesti. Successivamente, le microcricche si possono collegare per formare delle macro-fessurazioni ad andamento intergranulare. In presenza di elementi carburigeni (p.e. Cr, Mo, V, Ti, Nb) la maggiore stabilità dei carburi conduce a minori pressioni di equilibrio di metano e, pertanto, a minori probabilità di formazione di microcricche; per tale motivo gli acciai ferritici del tipo Scienza e Tecnica Figura 2 - Diffusione dell’H verso l’apice di una cricca e meccanismi di infragilimento Cr-Mo (V) sono di norma utilizzati per garantire maggiore affidabilità in servizi idrogeno a caldo, in particolare nell’industria petrolifera. Formazione di idruri Alcuni metalli, in presenza di idrogeno assorbito in quantità superiore ad una specifica concentrazione critica, tendono termodinamicamente a formare idruri. La precipitazione di idruri come fasi metallo-idrogeno avviene quando la concentrazione di idrogeno supera il limite di solubilità dello stesso. Materiali tipicamente soggetti alla formazione di idruri sono il titanio, lo zirconio, il tantalio. Gli idruri metallici sono composti a bassa densità tipicamente fragili che diminuiscono la duttilità e la tenacità delle leghe. L’influenza degli idruri sulle caratteristiche meccaniche del metalli dipende dalla quantità, dalla distribuzione e dall’orientamento preferenziale degli idruri nella matrice cristallina. Infragilimento da idrogeno I danneggiamenti introdotti fino ad adesso presupponevano uno step specifico con cambiamento di fase (p.e. precipitazione di idrogeno molecolare, formazione di una fase insolubile gassosa, formazione di idruri); al contrario, l’infragilimento da idrogeno è correlato ad un effetto sulle caratteristiche meccaniche di alcuni materiali indotto da una specifica quantità di idrogeno disciolto in forma atomica. L’effetto dell’infragilimento causato dall’idrogeno può manifestarsi anche per tensioni inferiori al carico di snervamento e può essere dilazionato nel tempo (cricche ritardate). Qualitativamente il processo dell’infragilimento da idrogeno può essere schematizzato come segue: r L’idrogeno è assorbito nel metallo durante la fabbricazione o il servizio. r L’atomo di idrogeno si distribuisce nei siti interstiziali e, più favorevolmente, nei siti particolari, dove trova più spazio. r I siti particolari sono distribuiti in maniera casuale nella matrice e, parimenti, l’idrogeno si distribuisce macroscopicamente in maniera casuale nel materiale, perlomeno finché il componente non è posto in servizio. r I carichi di esercizio, siano essi applicati o residui (si pensi alle saldature), producono locali aree di distorsione del reticolo, in particolare all’apice di intagli o difetti; l’idrogeno migra favorevolmente verso queste zone caratterizzate da distorsione del reticolo laddove può raggiungere una certa concentrazione critica per nucleare una cricca che si propaga a sua volta attraverso la regione a più alta concentrazione di idrogeno; il tempo necessario per formare una cricca dipende da fattori quali lo stato metallurgico del materiale (intrinseca fragilità), la temperatura, il contenuto di idrogeno e l’entità delle tensioni. r La nucleazione e propagazione r della cricca ridistribuisce localmente le tensioni e sposta la regione caratterizzata da dilatazione del reticolo appena al di sotto del nuovo apice. L’idrogeno diffonde verso la nuova regione a reticolo distorto (nuovo apice) provocando una successiva propagazione. Per quanto sopra esposto, si evince chiaramente come l’effetto dell’infragilimento da idrogeno, essendo correlato anche a fenomeni di diffusione, sia funzione della velocità di deformazione (strain rate) del componente e, in fenomeni di fatica, alla frequenza di applicazione del carico. I meccanismi per cui la presenza di idrogeno nel reticolo favorisce la propagazione di una fessura sono correlati a fenomeni quali HEDE (Hydrogen Enhanced DEcohesion) che prevedono una diminuzione della resistenza delle interfacce microscopiche in presenza di idrogeno (bordi grano, interfase) e HELP (Hydrogen Enanched Localized Plasticity) che, altresì, sono associati ad una maggiore plasticizzazione all’apice della cricca per una più facilitata emissione di dislocazioni, ancora una volta favorita dall’idrogeno nel reticolo (Fig. 2); infatti, alcune dettagliate osservazioni frattografiche hanno evidenziato locali plasticizzazioni in rotture indotte da infragilimento da idrogeno. Ing. Marco De Marco Divisione Laboratorio IIS Rivista Italiana della Saldatura - n. 5 - Settembre / Ottobre 2012 695 IIS News & Events News & Events Giornate Nazionali di Saldatura 7: lavori in corso Può sembrare paradossale, ma in Istituto abbiamo iniziato a pensare alla settima edizione delle Giornate Nazionali di Saldatura quando la sesta ancora si doveva concludere, al culmine di uno sforzo organizzativo che consentiva peraltro di mettere in luce gli spazi di miglioramento certamente esistenti, sfruttando le sensazioni ed i pareri espressi in modo più o meno ufficiale da visitatori, sponsor, relatori e colleghi. Dopo una fase di incubazione, se così vogliamo dire, necessaria a metabolizzare questi contribuiti, lo staff responsabile delle Giornate ha ripreso ad operare nel secondo semestre dello scorso anno, con la prospettiva di arrivare dopo alcuni mesi e per approssimazioni successive al primo programma preliminare, che è stato già distribuito anche ai lettori di codesta Rivista in occasione della pubblicazione del numero 4/2012. Nel prosieguo di questa rubrica cerchiamo dunque di illustrare alle nostre lettrici ed ai nostri lettori le caratteristiche principali della prossima edizione delle Giornate, evidenziando le differenze più significative rispetto all’evento svoltosi nello scorso 2011. Sede della manifestazione, ancora una volta, saranno gli spazi presso i Magazzini del Cotone del Porto Antico di Genova, ormai ben noti a tutti i frequentatori delle Giornate: nel passato, come molti ricordano, le Giornate si sono svolte a Milano come a mento. Più nel dettaglio, abbiamo pensato a qualche variazione, per una migliore gestione degli spostamenti delle persone e per garantire la presenza costante della reception nell’arco della durata dell’intera manifestazione. Venezia, ma è parere condiviso da numerosi addetti ai lavori che questa sia la Sede migliore tra quelle proposte, considerando la facilità con cui risulta raggiungibile e la distribuzione degli spazi disponibili, che si prestano con estrema flessibilità ai singoli eventi programmati (la cerimonia inaugurale, i singoli Workshop, le colazioni di lavoro, principalmente). Eventuali apprezzamenti sulla bellezza della Sede preferiamo lasciarli ai partecipanti, poiché il nostro parere risulterebbe doppiamente di parte, come organizzatori e come genovesi: anche in questo caso, tuttavia, molti ci hanno comunque espresso il loro apprezza- La struttura delle Giornate è invariata nelle sue linee fondamentali, che risultano ormai collaudate dalle varie edizioni svolte: il primo momento si svolgerà quindi nello scenario della Sala Maestrale, a partire dalle ore 10 di Giovedì 23 Maggio, con il benvenuto ai partecipanti porto esclusivamente dalle principali cariche del Gruppo IIS e dal tradizionale ospite Internazionale, in rappresentanza degli organi direttivi della European Welding Federation (EWF), per rendere più fluida questa prima parte. Nella successiva Convention dell’IIS Club, un vero e proprio momento di Rivista Italiana della Saldatura - n. 5 - Settembre / Ottobre 2012 697 IIS News & Events aggiornamento e di ritrovo per la grande comunità delle Figure Professionali (coordinatori di saldatura, ispettori di saldatura, addetti alle prove non distruttive, in particolare) saranno illustrati risultati di un’attività che IIS sta lanciando proprio in questi giorni, coinvolgendo il maggior numero possibile di Aziende manifatturiere che operano in Italia nella realizzazione di prodotti saldati, con l’ambizioso obiettivo di arrivare ad un vero e proprio Libro Bianco della Saldatura Italiana. Nella sostanza, anche per colmare una forte lacuna esistente ormai da anni rispetto ad altre importanti nazioni (europee e non), IIS si propone di raccogliere una serie di dati da parte delle Aziende suddette per offrire loro, nella sintesi finale, un ritratto il più possibile preciso e significativo sui principali aspetti che riguardano appunto la saldatura: tecnologie in uso, presenza di personale qualificato, grado di automazione degli impianti, scenari normativi, per svelare solo alcuni degli argomenti per cui chiederemo la testimonianza alle Aziende. In analogia a simili iniziative svolte in Italia, in altri ambiti, come anche all’estero, nella costruzione saldata, ci auguriamo in tal modo di rendere disponibili agli interessati dati preziosi per i cosiddetti addetti ai lavori, favorendo il confronto con altre realtà internazionali e dando magari spunti interessanti con cui valutare indirizzi ed eventuali investimenti, in uno scenario notoriamente complesso ed incerto. Proseguendo la nostra presentazione in ordine temporale, troviamo nel programma preliminare il momento 698 della premiazione di persone fisiche ed Aziende, grazie al quale – tra l’altro – è stato possibile nella scorsa edizione valorizzare realtà interessanti, grazie ad esempio alla riuscita manifestazione denominata Olimpiadi Nazionali di Saldatura, i cui vincitori della II edizione saranno appunto premiati in questa occasione; sarà prevista dalla II edizione anche una categoria Giovani, limitata a partecipanti che non abbiano superato una data età, i cui vincitori potranno rappresentare l’Italia nell’analoga manifestazione a livello europeo. In parallelo, sarà aperto lo spazio espositivo, come nelle ultime edizioni, ulteriormente ampliato e razionalizzato: per quanto le GNS non siano assimilabili ad una fiera, essendo una manifestazione di natura tecnico – scientifica, questi spazi hanno una valenza notevole nel favorire il rapporto tra visitatori e società espositrici e sponsor, che alle Giornate ormai sono soliti portare novità significative, considerandole l’evento principale del settore. A tal proposito, segnaliamo con piacere che a poco meno di otto mesi dalla manifestazione molte società leader del mondo delle costruzioni saldate hanno già aderito quali sponsor e precisamente: Esab Saldatura Spa (Bareggio MI), Commersald Group Spa (Cognento MO), Trafilerie di Cittadella Spa (Cittadella PD), Orbitalum Tool GmbH (Germania), Rivoira Spa (Torino), Gilardoni Spa (Mandello Lario LC), Nardoni Institute Srl (Brescia), Lincoln Electric Italia Srl (Serra Riccò GE), Welding Alloys Srl (Peschiera Borro- Rivista Italiana della Saldatura - n. 5 - Settembre / Ottobre 2012 meo MI), Lansec Italia Srl (Cinisello Balsamo MI), Itw Welding Products Italia (San Giuliano Milanese MI), Tecnolettra Spa (Calco LC), Siad Spa (Bergamo), Lorch Schweisstechnik GmbH (Germania), Aec Technology Srl (Campagnola Cremasca CR), Linde Gas Srl (Arluno MI), Böhler Welding Group Italia Spa (Milano), Olympus Italia Srl (Milano), Outokumpu Spa (Genova), Fro-Air Liquide Welding Italia Spa (Verona), Messe Essen GmbH / Fiera di Essen (Germania), Smart Ndt Srl (Vimercate MB), Ndt Italiana Srl (Concorezzo MI), Sandvik Spa (Milano), Ine Spa (Padova), Semat Italia Spa (Arcore MI) e Phoenix Srl (Ivrea TO). Tornando al programma, ed esauriti gli eventi allocati nella prima mattinata, si passerà al buffet inaugurale, momento certamente di relax per gli amanti della buona cucina ma anche di relazione e di contatto, per chi vo- IIS News & Events i quali costituiranno due veri e propri eventi nell’evento, cui sarà possibile partecipare anche singolarmente, data la specificità degli argomenti trattati, caratteristici di settori industriali che hanno solo limitate sovrapposizioni con quelli interessati al resto del programma. Questi eventi si svolgeranno nell’ambito dell’intera giornata, secondo l’attuale programma. glia sfruttare sino in fondo il tempo disponibile. Nel primo pomeriggio di Giovedì 23 Maggio avranno inizio gli eventi prettamente tecnici, il cui impianto è noto e collaudato dalle numerose edizioni svolte. IIS tiene particolarmente alla qualità delle presentazioni, cui ha posto un’attenzione ancora maggiore, abbinando al tradizionale “call for papers” (con cui è possibile ottenere contributi magari da realtà ed autori nuovi) ad un certo numero di presentazioni ad invito, rivolte ad interlocutori di comprovata valenza e statura tecnica. In questo pomeriggio del primo giorno, più in particolare, sono previsti i Workshop afferenti alle materie “Affidabilità delle strutture e degli impianti” (coordinato dall’Ing. Giancarlo Canale, di IIS Service) e “Diagnostica e prove non distruttive” (a sua volta affidato all’Ing. Francesco Peri, anch’egli di IIS Service), con orario 14:30 – 18:00. Nel programma preliminare, già distribuito con questa stessa Rivista e disponibile sui vari media di IIS, è possibile trovare alcuni dei temi già selezionati dalla Commissione Tecnica delle Giornate (si osserva, al riguardo, una partecipazione attiva nel primo Workshop da parte di alcuni atenei, come Ferrara, Genova e Messina, così come nel secondo Workshop si conferma l’importanza sempre crescente delle tecniche avanzate di controllo ultrasonoro, tra le altre linee di tendenza). In parallelo ai due primi Workshop suddetti prenderanno il via i primi due corsi dei sei previsti, anch’essi in parallelo, confermando la natura di contenitore delle Giornate, in cui ciascuno costruisce la propria partecipazione secondo le proprie preferenze, senza essere tenuto a rispettare un singolo programma vincolante. I temi dei corsi, in questa occasione, saranno un mix tra argomenti di consolidato interesse (aggiornamenti sulla normativa per la qualificazione di processi di saldatura e saldatori, tecniche avanzate per il controllo non distruttivo dei giunti) ed altri maggiormente legati a sviluppi recenti nel campo della tecnologia, della saldabilità o della fabbricazione (processi ibridi di saldatura, acciai austeno – ferritici di ultima generazione, controllo delle tolleranze di prodotti saldati, requisiti per la progettazione di grandi strutture soggette ad azioni sismiche). Si avvierà alla conclusione questa prima giornata, i cui protagonisti e partecipanti saranno infine invitati ad un aperitivo accompagnato da musica live, che rappresenta una delle novità della prossima edizione delle Giornate, offrendo un ulteriore momento di relazione e di relax. I lavori proseguiranno il successivo Venerdì 24 Maggio, offrendo ancora ai partecipanti un’ampia scelta di eventi in parallelo: oltre ai corsi, cui abbiamo appena fatto cenno, saranno svolti due ulteriori Workshop relativi agli argomenti “Metallurgia e saldabilità” (coordinato dall’Ing. Alberto Lauro, di IIS) e “Qualità e sicurezza nella fabbricazione mediante saldatura” (affidato all’Ing. Luca Timossi, di IIS Cert): se il primo si conferma uno degli eventi più frequentati ed apprezzati, il secondo si ripropone con contenuti e temi rinnovati, come i nostri lettori hanno modo di notare dal Programma Preliminare. Parallelamente ai due Workshop avranno inizio due eventi inediti, con i quali ci proponiamo di ampliare ulteriormente l’interesse delle Giornate, dedicati rispettivamente alla “Giunzione dei materiali plastici e compositi” ed alla “Saldatura in elettronica”, Dopo la colazione di lavoro, al termine della mattinata, si arriverà all’ultimo segmento della manifestazione, il Venerdì pomeriggio, con tre filiere di eventi in programma: la prosecuzione dei nuovi eventi dedicati a materiali plastici e compositi ed all’elettronica, gli ultimi due corsi e gli ultimi due Workshop, dedicati ai temi “Fabbricazione di strutture e componenti saldati” (con il coordinamento dell’Ing. Sergio Scanavino, di IIS Service) e “Tecnologia della Saldatura” (affidato all’Ing. Michele Murgia, di IIS). Anche in questo caso, il Programma preliminare aiuta ad individuare degli indirizzi, come il crescente impegno dei costruttori italiani all’estero (Fabbricazione) e l’ascesa dei processi non ad arco elettrico (Tecnologia). A differenza dell’edizione precedente, i lavori si concluderanno alle 17:30, quindi un poco prima, considerando l’esigenza di molti di tornare alle rispettive sedi. Anche le GNS7 andranno a questo punto in archivio: qualcuno, ne siamo certi, avrà iniziato certamente a pensare all’edizione numero otto. Segreteria Organizzativa GNS7 Presidente: Mauro Scasso Segretario Generale IIS Coordinamento manifestazione: Michele Murgia Tel. +39 010 83 41 405 [email protected] Rapporti con la stampa e gli sponsor: Franco Ricciardi Tel. +39 010 83 41 389 [email protected] Segreteria: Ivana Limardo Tel. +39 010 83 41 373 [email protected] Per iscrizioni: [email protected] Rivista Italiana della Saldatura - n. 5 - Settembre / Ottobre 2012 699 2 ANNI DI SUCCESSI Gentile lettore, abbiamo deciso di celebrare i primi 20 anni di presenza del marchio Lansec in Italia con il Catalogo Generale Sicurezza riunendo le linee di prodotto storiche della protezione in saldatura con le nuove della linea antinfortunistica allargando l’offerta alle aziende specializzate del settore. Nel 1992 abbiamo iniziato il nostro lavoro con una strategia commerciale chiara, all’interno di un progetto italiano che guardava all’evoluzione europea; l’obbiettivo aziendale comune era fondato sulla competenza e sull’innovazione, sull’informazione costante nelle aziende circa le soluzioni all’avanguardia che potessero migliorare l’attività dei lavoratori con a reciproca soddisfazione di maestranze e imprenditori. A distanza di 20 anni siamo certi di aver contribuito a diffondere il significato di sicurezza negli ambienti di lavoro; ed essere orgogliosi di aver lasciato in mano ai lavoratori gli strumenti di qualità necessari all’ottimizzazione del loro lavoro. La prevenzione degli infortuni è un investimento per l’azienda, non un costo! Scarica i 20 anni di successi su: www.lansec.it LANSEC ITALIA Srl - Via Bizet 36/N Cinisello Balsamo - MI Tel. 02 99785118 - www.lansec.it LA PROTEZIONE DEL SALDATORE Abbiamo provato per voi... Abbiamo provato per voi... Liquidi Penetranti Elite Flaw-Findr di NDT ITALIANA 1. Introduzione Il controllo con liquidi penetranti è uno dei più diffusi metodi di indagine non distruttiva, in particolare per la relativa semplicità di esecuzione e per il suo ampio campo di applicazione che va dai materiali metallici ai plastici e vetrosi. Il metodo è ampiamente utilizzato per individuare imperfezioni superficiali e consiste nell’applicazione di un liquido (detto appunto penetrante) sulla superficie in esame in grado di penetrare nelle discontinuità eventualmente presenti sulla stessa. Il liquido in eccesso viene successivamente rimosso e la superficie viene cosparsa con un mezzo (detto rilevatore) in grado di assorbire il penetrante rimasto intrappolato nelle imperfezioni, amplificando il segnale e rendendolo visibile. Tale procedimento è però fortemente influenzato da diversi fattori che possono vincolare la sensibilità dell’esame, quali: r le condizioni superficiali del pezzo; r la temperatura superficiale del pezzo; r la risalita capillare; r le condizioni di visione durante l’ispezione finale. Una delle più comuni esigenze riscontrate da chi effettua questo questo tipo di ispezione, specialmente se le temperature impiegate non sono comprese nell’intervallo previsto dalle principali norme di riferimento, è quella di avere un prodotto, riconosciuto a livello normativo, compatibile sia per basse sia per alte temperature di prova. In tal modo, si avrebbero minori problemi di sicurezza per l’operatore e maggior versatilità di controllo, comunque senza compromettere la sensibilità d’esame alle diverse temperature. Inoltre, oggi sempre più si percepisce una maggiore sensibilità ai problemi dell’ambiente che si traduce nel tentativo di ridurre il consumo di sostanze inquinanti quali derivati del petrolio e gas nocivi per l’ambiente. La correlazione tra controllo con liquidi penetranti e impatto ambientale è un problema molto sentito, dato che i prodotti in gioco, utilizzati nella maggior parte delle applicazioni, sono costituiti da sostanze chimiche potenzialmente nocive, nelle quali i derivati del petrolio sono presenti in percentuali molto elevate. Inoltre, alcuni prodotti, vengono addittivati con agenti emulsificanti per rendere il li- quido penetrante lavabile con acqua. NDT ITALIANA è una realtà industriale conosciuta nel campo dei controlli non distruttivi che, da oltre 60 anni crea, nel rispetto dell’ambiente, prodotti per tutte le principali tecniche di controllo, tra cui appunto i liquidi penetranti. La famiglia di prodotti “Elite Flaw-Findr” nasce infatti nel rispetto degli standards nazionali ed internazionali (UNI, EN, ISO, AMS, ASME e ASTM). Come è consuetudine per la realizzazione di questa Rubrica, i tecnici dell’Istituto Italiano della Saldatura hanno svolto prove per testare le caratteristiche di prodotti messi a disposizione dall’azienda produttrice degli stessi. In questo numero NDT ITALIANA ha sottoposto a prova i seguenti consumabili: r Liquido penetrante a contrasto di colore K71B2p, a base idrocarburica, qualificato secondo il produttore da 0 °C a 100 °C e rimovibile con acqua, solvente e post emulsionabile; r Liquido penetrante a contrasto di colore K71B2.BIO, a base acqua ed esente da derivati del petrolio; r Liquido penetrante a contrasto di colore K71HT, per alte temperature e rimovibile con solvente; (*) Redazione a cura della Divisione Formazione IIS, Settore PND, Pasquale Miniello. Prove condotte in collaborazione con il Laboratorio IIS. Rivista Italiana della Saldatura - n. 5 - Settembre / Ottobre 2012 701 Abbiamo provato per voi... r r r r r Sviluppatore umido in sospensione di solvente organico D112A; Sviluppatore umido in sospensione di solvente organico per alte temperature D200; Sviluppatore umido in sospensione acquosa DWS2; Remover non alogenato BC1; Remover per alte temperature, RHT. 2. Schede tecniche dei prodotti La prima verifica effettuata sui prodotti coinvolti nel processo ispettivo in oggetto è stata la valutazione delle schede tecniche. Come previsto dalla normativa, ogni prodotto deve essere corredato da schede tecniche e da schede di sicurezza esaurienti e comprensibili anche all’operatore meno qualificato. Le schede tecniche dei consumabili, fornite in lingua italiana e inglese, sono di facile comprensione e offrono una descrizione puntuale delle caratteristiche del prodotto, delle condizioni d’impiego e delle tecniche di utilizzo. Possono essere richieste direttamente al produttore alcune informazioni quali, ad esempio, le temperature di flashpoint o le caratteristiche di viscosità. 3. Schede di sicurezza dei prodotti I prodotti chimici e le schede di sicurezza ad essi relative, devono essere conformi al Regolamento Europeo 1907/2006/CE Articolo 31 (REACH), concernente la registrazione, la valutazione, l'autorizzazione e la restrizione delle sostanze chimiche (Gazzetta Ufficiale dell'Unione Europea L 396 del 30 dicembre 2006). Tale regolamento, tra l’altro, impone ai produttori le modalità da seguire per valutare e documentare i rischi legati alle so- stanze chimiche che fabbricano e per fare in modo che gli operatori siano in grado di controllarne adeguatamente i rischi. Negli allegati si definiscono inoltre le prescrizioni relative alla scheda di sicurezza che costituisce uno strumento importante per trasmettere le informazioni di sicurezza appropriate all'utilizzatore finale. Le schede di sicurezza dei prodotti della gamma Elite, qui testati, sono conformi al regolamento europeo e, soprattutto, chiaramente comprensibili in tutti i 16 punti richiesti dalla normativa. Tali schede vengono direttamente fornite da NDT ITALIANA all’utilizzatore all’atto della richiesta di fornitura e dell’acquisto. Inoltre, tramite il sito internet dell’azienda, è possibile richiedere informazioni supplementari relative agli aspetti tecnici e alla sicurezza. 4. Confezionamento I consumabili sono disponibili in differenti formati: bombolette spray, taniche e fusti. Questo aspetto rende il prodotto estremamente versatile nell’applicazione, che può essere effettuata in laboratorio, con impianto fisso, o in cantiere mediante tecnica spray o pennello. Dal punto di vista pratico, un altro aspetto positivo si nota sollevando la tanica di sviluppatore D112A da 10 litri. Infatti, il deposito di particelle ritorna subito in sospensione non appena venga leggermente agitato (come viene richiesto, ad esempio, dalle normative AMS 2644 E e UNI EN ISO 3452-2); questa caratteristica rende efficace anche l’utilizzo tramite bomboletta spray e pistola. Sempre veloce (ma un po’ meno spinta) è la ridispersione delle particelle nel solvente dello sviluppatore acquoso Elite DWS2. 5. Etichettatura Strumento importante per la comunicazione, ai sensi del regolamento REACH, le etichette devono riportare diverse informazioni come gli identificatori del prodotto, l'identità del fornitore, i simboli di pericolo e i messaggi di rischio e di attenzione. Oltre a queste informazioni, le confezioni dei prodotti Elite riportano il numero di lotto, la data di produzione e la data di scadenza. Quest’ultimo 702 Rivista Italiana della Saldatura - n. 5 - Settembre / Ottobre 2012 aspetto non è secondario dal punto di vista economico e pratico: la durata dei prodotti spray è di tre anni (almeno un anno in più rispetto alla maggioranza dei casi riscontrati) mentre per i prodotti in tanica o in fusto è di 5. Potrebbe essere inserita nell’etichetta, per completezza d’informazione, un riferimento che identifichi il tipo e la modalità di asportazione dell’eccesso di penetrante durante le fasi di rimozione dalla superficie. 6. Prove di sensibilità Per eseguire tutte le prove di sensibilità i tecnici IIS hanno utilizzato: r blocchi di riferimento di tipo 1, di spessore 30 μm e 50 μm, secondo UNI EN ISO 3452-3 “Prove non distruttive - Esame con liquidi penetranti - Blocchi di riferimento per le prove”; r blocco campione di alluminio secondo ASME V articolo 6 (Liquid penetrant examination) e UNI EN ISO 3452-5 “Prove non distruttive - Esame con liquidi penetranti - Parte 5: Prove con penetranti a temperature maggiori di 50 °C”. L'affidabilità della prova con liquidi penetranti è fortemente influenzata dalla temperatura delle superfici in esame, la quale è in grado di alterare le caratteristiche fisico-chimiche dei prodotti; per questo motivo è stata effettuata una campagna di prove, variando sia la temperatura sia i prodotti utilizzati, al fine di verificare la rispondenza dei prodotti stessi ai risultati attesi, in termini di sensibilità. I blocchi di riferimento di tipo 1 sono pannelli di forma rettangolare costituiti da uno strato uniforme di nichel-cromo - depositato elettrogalvanicamente - applicato su un supporto di ottone; su ciascuno di questi pannelli vengono prodotte artificialmente cricche longitudinali. In funzione dello spessore dello strato di nichel-cromo esistono quattro serie di pannelli; per i liquidi a contrasto di colore si devono utilizzare esclusivamente i pannelli con deposito di spessore 30 μm e 50 μm. Qualora si evidenzino un certo numero di cricche, la sensibilità si deve verificare su entrambi i pannelli di riferimento. Le prove sono state eseguite anche su campioni saldati, forgiati e fusi, contenenti imperfezioni note. Abbiamo provato per voi... 6.1 Prove a temperatura standard (10 °C - 50 °C) Le prove sono state effettuate con temperature superficiali dei blocchi e dei campioni comprese tra 20 °C e 25 °C. Per iniziare si è testata la seguente gamma di consumabili: r liquido penetrante K71B2p; r remover BC1; r sviluppatore D112A. Si è applicato il liquido penetrante sia sui pannelli di tipo 1 sia sul blocco campione ASME (Fig. 1), si è atteso un tempo di penetrazione di 5 minuti e si è rimosso l’eccesso di penetrante con acqua per un minuto. Dopo asciugatura, si è applicato lo sviluppatore in bomboletta D112A. Trascorsi cinque minuti di tempo si sono evidenziate tutte le cricche contenute nei blocchi di riferimento: tale prova fornisce al liquido penetrante K71B2p una sensibilità di livello 2 (massima) secondo UNI EN ISO 3452-2 “Prove non distruttive - Esame con liquidi penetranti - Parte 2: Prove dei materiali utilizzati nell'esame con liquidi penetranti”. In una seconda fase si è testata la seguente gamma: r liquido penetrante K71B2.BIO; r remover BC1; r sviluppatore D112A. Come nel caso del penetrante a base idrocarburica K71B2p, riportato in precedenza, tutte le discontinuità sono state rilevate, evidenziando una sensibilità di livello 2. La stessa procedura è stata impiegata anche per i seguenti prodotti: r liquido penetrante K71B2.BIO; r sviluppatore DWS2. Come nei due casi riportati in precedenza, tutte le cricche presenti nei pannelli sono state rilevate; ciò dimostra come il liquido in oggetto possa Figura 1 - Prova di sensibilità eseguita a 22 °C con Elite K71B2p, BC1 e sviluppatore D112A con blocco di riferimento tipo ASME V articolo 6 raggiungere una sensibilità di livello 2 (UNI EN ISO 3452-2) anche se è qualificato dal produttore con livello 1 (normale). Questo dato è rilevante perché determina la possibilità di scegliere un consumabile privo di idrocarburi e quindi non infiammabile, senza pregiudicare la sensibilità d’esame. stata definita dal produttore - in accordo alla norma UNI EN ISO 3452-5 e offre all’utilizzatore il vantaggio di non dover qualificare il procedimento di controllo ad elevata temperatura, qualora si conduca il test nelle medesime condizioni di prova prescritte dal produttore stesso. 6.2 Prove a temperatura maggiore di 50 °C La prima prova di sensibilità è stata effettuata a temperatura di 200 °C impiegando i seguenti prodotti: r liquido penetrante a contrasto di colore per alte temperature K71HT; r remover RHT1; r sviluppatore D200. Esistono vari riferimenti normativi che permettono di qualificare una procedura di controllo con liquidi penetranti ad alte temperature, tra i quali ricordiamo: r UNI EN ISO 3452-5 “Prove non distruttive - Esame con liquidi penetranti - Parte 5: Prove con penetranti a temperature maggiori di 50 °C”; r Codice ASME V articolo 6 (Liquid penetrant examination). A tale scopo, la norma ISO consente di comparare le caratteristiche dei prodotti in esame dal punto di vista qualitativo, con l’utilizzo di un blocco di alluminio, criccato mediante un trattamento termico specifico (come previsto anche dal Codice ASME V articolo 6) e dal punto di vista quantitativo, mediante l’utilizzo di blocchi di riferimento di tipo 1, secondo UNI EN ISO 3452-3. Le prove effettuate in quest’analisi prevedono la comparazione tra un liquido penetrante per alte temperature e un liquido di sensibilità di livello 2 ad una temperatura compresa tra 10 °C e 50 °C. La procedura utilizzata è Per l’esecuzione del test è stato necessario riprodurre le condizioni di utilizzo del prodotto, specifico per alta temperatura: il campione è stato posto in forno fino a raggiungere la temperatura superficiale di prova di 200 °C, (Fig. 2). Una volta ottenuta la temperatura di prova, il campione viene estratto e sulla superficie viene applicato il penetrante da testare. Successivamente si pone nuovamente in forno per il tempo di penetrazione indicato dal fabbricante (1 minuto). Segue la normale procedura per la rimozione dell’eccesso di penetrante con panno leggermente imbevuto di remover RHT1. In seguito viene applicato lo sviluppatore D200. L’ispezione finale ha dato esito positivo: la procedura definita dal produttore ha rilevato tutte le discontinuità presenti sul pannello. Rivista Italiana della Saldatura - n. 5 - Settembre / Ottobre 2012 703 Abbiamo provato per voi... Figura 2 - Prova di sensibilità eseguita a 200 °C con Elite K71HT su blocco di riferimento tipo 1 da 30 μm secondo ISO 3452-3 Gli stessi risultati sono stati ottenuti su entrambi gli spessori considerati (30 μm e 50 μm) e con uguale livello di sensibiltà 2, come indicato dal produttore. Risultati positivi si sono ottenuti anche effettuando la stessa prova, a differente temperatura (170 °C), su un giunto saldato contenente cricche trasversali in zona fusa. La seconda prova è stata effettuata a temperatura di 100 °C impiegando i seguenti prodotti: r liquido penetrante a contrasto di colore K71B2p; r remover BC1; r sviluppatore D112A. La procedura di qualificazione è simile al caso precedente: ogni prodotto ha Figura 3 - Prova di sensibilità eseguita a 100 °C con Elite K71B2p su blocco di riferimento tipo 1 da 30 μm secondo ISO 3452-3 infatti delle caratteristiche tecniche differenti, che portano ad avere specifiche modalità di esecuzione della prova, in particolare per quanto riguarda le temperature e i tempi di ogni singola operazione. Il campione è stato posto in forno fino a raggiungere la temperatura superficiale di prova di 100 °C, (Fig. 3). Ottenuta la temperatura di prova, il campione viene estratto e sulla superficie viene applicato con pennello il penetrante da testare, fatto ciò si è reintrodotto il pannello all’interno del forno per il tempo di penetrazione indicato dal fabbricante (3 minuti). Segue la normale procedura per la rimozione dell’eccesso di penetrante con panno inumidito di remover BC1. Eseguita tale fase si è applicato lo svi- Figura 4 - Prova di sensibilità eseguita a 100 °C con Elite K71B2.BIO su blocco di riferimento tipo 1 da 30 μm secondo ISO 3452-3 704 Rivista Italiana della Saldatura - n. 5 - Settembre / Ottobre 2012 luppatore per tre minuti. Anche in questo caso tutte le discontinuità presenti sui pannelli sono state rilevate. Esito positivo è stato ottenuto anche applicando la stessa procedura al blocco campione di alluminio. La terza prova è stata effettuata a temperatura di 100 °C impiegando i seguenti prodotti: r liquido penetrante a contrasto di colore K71B2.BIO; r sviluppatore DWS2. Il campione è stato posto in forno fino a raggiungere la temperatura superficiale di prova di 100 °C, (Fig. 4). Ottenuta la temperatura di prova, il campione viene estratto e sulla superficie viene applicato con pennello il penetrante da testare. Figura 5 - Prova eseguita a 100 °C su flangia forgiata con Elite K71B2p e sviluppatore D112A Abbiamo provato per voi... Figura 6 - Prova eseguita a 100 °C su giunto saldato con Elite K71B2.BIO e sviluppatore DWS2 Successivamente viene reintrodotto il pannello all’interno del forno per il tempo di penetrazione indicato dal fabbricante (3 minuti). Segue la normale procedura per la rimozione dell’eccesso di penetrante, con panno inumidito con acqua e l’applicazione dello sviluppatore DWS2 con metodo spray. Il pannello viene inserito nuovamente all’interno del forno per 3 minuti di tempo di sviluppo. L’esame visivo finale è stato positivo: tutte le discontinuità presenti sul pannello di prova sono state evidenziate. Dopo l’esecuzione delle prove a caldo, i liquidi penetranti K71B2p e K71B2. BIO sono stati applicati su una flangia forgiata in acciaio inossidabile e su un giunto saldato (materiale base in acciaio al carbonio e zona fusa in acciaio inossidabile). Entrambi i campioni sono stati testati alla temperatura di 100 °C (Figg. 5 e 6). Figura 7 - Prova di sensibilità eseguita a 0 °C con Elite K71B2.BIO e DWS2 su blocco di riferimento tipo 1 da 30 μm secondo ISO 3452-3 La procedura, eseguita in modo analogo a quella dei blocchi di riferimento di tipo 1, ha evidenziato correttamente, in maniera ben definita e contrastata, tutte le discontinuità non artificiali presenti sui campioni: le due cricche sulla superficie della flangia e le numerose cricche presenti in zona fusa del giunto saldato. di riferimento in alluminio secondo ASME V articolo 6. I blocchi sono stati introdotti nella cella termostatica per il raggiungimento della temperatura di prova di 0 °C, successivamente è stato applicato il liquido penetrante. Dopo 20 minuti di tempo di penetrazione è stato rimosso l’eccesso di penetrante con il solvente BC1, infine è stato applicato lo sviluppatore D112A per 10 minuti, mantenendo costante la temperatura a 0 °C. In tutti i campioni si sono evidenziate le imperfezioni presenti. Tale test dimostra che il liquido penetrante K71B2p ha sensibilità di livello 2, secondo norma ISO. 6.3 Prove a temperatura inferiore a 10 °C La seconda prova è stata effettuata sempre a temperatura di 0 °C impiegando i seguenti prodotti: r liquido penetrante a contrasto di colore K71B2.BIO; r remover BC1; r sviluppatore DWS2. Tutti i difetti presenti sui blocchi di riferimento sono stati rilevati (Fig. 7). La sensibilità di esame è di livello 2, secondo norma ISO. La prima prova è stata effettuata a temperatura di 0 °C impiegando i seguenti prodotti: r liquido penetrante a contrasto di colore K71B2p; r remover BC1; r sviluppatore D112A. La procedura è stata eseguita utilizzando i blocchi di riferimento di tipo 1 (secondo standard ISO) e il blocco Infine è stata eseguita una prova utilizzando entrambi i prodotti, alla stessa temperatura, sulla flangia contenente cricche non artificiali (Fig. 8). L’esame visivo finale ha correttamente messo in evidenza entrambe le cricche presenti sulla superficie della flangia. Nella successiva Tabella 1 sono riportati i risultati delle prove di sensibilità fino a questo punto eseguite. Figura 8 - Prova eseguita a 0 °C su flangia forgiata con Elite K71B2p e sviluppatore D112A Rivista Italiana della Saldatura - n. 5 - Settembre / Ottobre 2012 705 Abbiamo provato per voi... Temperatura di prova [°C] Tempo di penetrazione [min] Tempo di lavaggio [min] Tempo di sviluppo [min] % di intagli evidenziati sul pannello di tipo 1 secondo ISO 3452-3 % di cricche rilevate su blocco di riferimento ASME V art. 6 Livello di sensibilità secondo ISO 3452-2 10 - 50 5 n. a. 5 100 100 2 0 20 n. a. 10 100 100 2 100 3 n. a. 3 100 100 2 10 - 50 5 1 5 100 100 2 K71B2.BIO DWS2 0 20 1 10 100 100 2 K71B2.BIO DWS2 K71HT RHT D200 K71HT RHT D200 100 3 1 3 100 100 2 100 3 n. a. 3 100 100 2 200 1 n. a. 1 100 100 2 Prodotti K71B2p BC1 D112A K71B2p BC1 D112A K71B2p BC1 D112A K71B2.BIO DWS2 7. Lavabilità Dopo ogni esame è sempre opportuno pulire accuratamente i pezzi ispezionati, al fine di eliminare possibili residui del controllo (penetrante o rivelatore intrappolati negli interstizi) ed evitare eventuali inestetismi, problematiche in ulteriori lavorazioni termo-meccaniche e principi di corrosione. Proprio per non sottovalutare questa fase del procedimento di controllo sono state eseguite in ultimo prove di lavabilità impiegando i seguenti materiali: r liquidi penetranti Elite K71B2p, K71B2.BIO e K71HT; r sviluppatori Elite D112A, DWS2 e D200. Si sono utilizzati blocchi di lavabilità con rugosità di circa 5 Ra e getto Figura 9 - Prova di lavabilità – applicazione del liquido penetrante su blocchi di lavabilità 706 d’acqua fredda (Fig. 9). Dopo aver applicato sui pannelli i liquidi penetranti e gli sviluppatori suddetti e atteso 15 minuti di tempo di applicazione, i campioni sono stati lavati con un getto d’acqua. Si è riscontrato che il lavaggio con acqua fredda è stato sufficiente a eliminare completamente la presenza dei consumabili e di possibili aloni sui pannelli utilizzati (Fig. 10). I prodotti testati sono infatti facilmente asportabili dalle superfici di contatto; un vantaggio che permette una sensibile riduzione dei consumi d’acqua Figura 10 - Prova di lavabilità - Sviluppatore bianco D112A (a destra) a confronto con altro sviluppatore bianco (a sinistra) dopo il lavaggio Rivista Italiana della Saldatura - n. 5 - Settembre / Ottobre 2012 nelle diverse fasi del procedimento di controllo, una ridotta quantità di acque reflue da trattare e di conseguenza una diminuzione complessiva dei costi e dei tempi di controllo. 8. Conclusioni È stata effettuata dai tecnici IIS una serie di prove per la verifica della sensibilità e della lavabilità di alcuni prodotti della gamma Elite per controllo con liquidi penetranti. Per l’esecuzione dei test si sono utilizzate piastrine campione aventi difetti "normalizzati" e campioni con difetti non artificiali. La linea di consumabili presa in esame risulta essere versatile e di elevata sensibilità a differenti temperature di prova. Degno di nota è il penetrante K71B2.BIO, abbinato allo sviluppatore bianco DWS2 che, oltre ad offrire un elevato livello di sensibilità di esame, ha il vantaggio di utilizzare acqua anziché solventi infiammabili. L’innovazione di questi prodotti “water base” è nella sicurezza: meno rischi legati al trasporto, immagazzinamento e utilizzo del prodotto, ma anche meno costi legati al trattamento delle acque di lavaggio: l’acqua diventa il componente principale insieme a miscele di tensioattivi biodegradabili. Abbiamo provato per voi... Nella tabella seguente si riporta infine la valutazione complessiva relativa alle prove effettuate ed ai risultati ottenuti dai singoli prodotti. Documentazione tecnica fornita Confezionamento, etichettatura ed informazioni cogenti Completezza e qualità delle informazioni Vengono fornite in lingua italiana e inglese: 6FKHGH WHFQLFKH 7'6 GHÀQLVFRQR LQ PRGR FKLDUR H FRPSOHWR OD descrizione del consumabile e la sua applicazione. 6FKHGHGLVLFXUH]]D6'6 &HUWLÀFDWLGLDQDOLVL7HVW&HUWLÀFDWHSHURJQLORWWRGLSURGX]LRQHFRQ riferimento alle normative vigenti, applicabili. Comprendono anche le ULFKLHVWHGLDQDOLVLVSHFLÀFKHSHUO·XWLOL]]RQHOVHWWRUHQXFOHDUH Riferimenti tecnici Proprietà e norme sono citate in modo esaustivo ed aggiornato. Confezionamento ,OFRQIH]LRQDPHQWRqDGHJXDWRDOO·XWLOL]]RGHOSURGRWWR I prodotti vengono forniti in tanica, fusti o nella pratica bomboletta spray. Etichettatura /·HWLFKHWWDWXUDqLQOLQJXDLWDOLDQDHLQOLQJXDLQJOHVH Le etichette sono chiare e leggibili, contengono il numero di lotto e le informazioni di sicurezza applicabili. Scadenza dei prodotti Viene indicata la data di produzione e di scadenza. I prodotti hanno scadenza: DQQLSURGRWWLLQWDQLFDHIXVWL DQQLSURGRWWLLQERPEROHWWH Schede di sicurezza Sensibilità conforme a ISO 3452-2 ASME V articolo 6 ASTM E1417 WHPSHUDWXUHVWDQGDUG Caratteristiche del consumabile Sensibilità conforme a ISO 3452-5 ASME V articolo 6 ASTM E1417 WHPSHUDWXUHDOWH Le schede di sicurezza sono chiare e complete e conformi, in tutti i punti previsti ed aggiornate alla normativa REACH vigente. Il gruppo di consumabili K71HT, RHT e D200 ha mostrato sensibilità livello 2. Il gruppo di consumabili K71B2p, BC1 e D112A ha mostrato sensibilità livello 2. Il gruppo di consumabili K71B2.BIO e sviluppatore DWS2 ha mostrato sensibilità livello 2. Sensibilità conforme a ISO 3452-6 ASME V articolo 6 ASTM E1417 WHPSHUDWXUHEDVVH Caratteristiche del liquido penetrante rosso Elite K71B2p, K71B2.BIO e K71HT si lavano molto facilmente dalle VXSHUÀFLVHQ]DODVFLDUHDORQLHUHVLGXL &Lz VLJQLÀFD ULGX]LRQH GHL WHPSL GL ODYDJJLR PLQRUH FRQVXPR G·DFTXD H ULGRWWDTXDQWLWjGLDFTXHUHÁXHGDWUDWWDUH Caratteristiche funzionali ed operative La famiglia di prodotti K71B2p, BC1 e D112A ha mostrato sensibilità livello 2. La famiglia di prodotti K71B2.BIO, BC1 e D112A ha mostrato sensibilità livello 2. Il liquido penetrante K71B2.BIO, con lo sviluppatore DWS2, ha mostrato VHQVLELOLWjOLYHOOR/LYHOORGLFKLDUDWRGDOSURGXWWRUH Caratteristiche degli sviluppatori Sicurezza Il gruppo di consumabili K71B2p, BC1 e D112A ha mostrato sensibilità livello 2. Il gruppo di consumabili K71B2.BIO e sviluppatore DWS2 ha mostrato sensibilità livello 2. Sviluppatore Elite D112A, in tanica da 10 litri, richiede solo una breve DJLWD]LRQHSHUWRUQDUHLQVRVSHQVLRQHFRPHULFKLHVWRGD$06( H ULPDQH RPRJHQHR SL D OXQJR IDFLOLWDQGR O·DSSOLFD]LRQH FRQ SLVWROD a spruzzo, in uno strato sottile e uniforme come richiesto da tutte le VSHFLÀFKH ,QROWUH q IDFLOPHQWH ULPRYLELOH $06 ( GRSR LO FRQWUROOR VLD secco con stracci che con acqua a pressione di rete, con conseguente risparmio di tempo e acqua. Gli sviluppatori DWS2 e D112A sono facilmente lavabili con getto G·DFTXDGLUHWHVHQ]DODVFLDUHDORQLHVRWWRIRQGL Elite K71B2.BIO liquido penetrante base acqua con sviluppatore in sospensione acquosa DWS2 garantiscono la massima sicurezza per O·RSHUDWRUHLQTXDQWRSULYLGLLQGLFD]LRQLGLSHULFRORVLWjHQRQLQÀDPPDELOL Basso impatto ambientale. Rivista Italiana della Saldatura - n. 5 - Settembre / Ottobre 2012 707 SEATEC E’ MEMBRO DI: QUALITEC DESIGN AWARD components production & furniture QUALITEC TECHNOLOGY AWARD ABITARE LA BARCA 11 seatec Targa Rodolfo Bonetto COMPOTEC 5 06/08 FEBBRAIO 2013 CARRARA seatec compotec 5 RASSEGNA INTERNAZIONALE TECNOLOGIE, SUBFORNITURA E DESIGN PER IMBARCAZIONI, YACHT E NAVI RASSEGNA INTERNAZIONALE COMPOSITI E TECNOLOGIE CORRELATE www.sea-tec.it www.compotec.it SPONSOR UNICO BANCARIO: CON IL PATROCINIO DI: REGIONE TOSCANA 11 ORGANIZZATORE: GRUPPO BANCA CARIGE PR O M OZ I ON E C.C.I.A.A. DI MASSA CARRARA Cassa di Risparmio di Carrara S.p.A. Business on the Move CarraraFiere, Viale Galileo Galilei, 133 - 54033 Marina di Carrara (MS) - Italy - Tel. +39 0585 787963 Fax +39 0585 787602 - e-mail: [email protected] Technology is life = A V¥¤ K?PICRGLE QC?PAF KQGRC J WLQ PP BILE A MO SE O web ma rke g tin 62&,$/0 e book HP DLO P DU NH ^ A OLW\ HGUHD HQW P J DX (',$ 0$ 5. (7 , 1* Agenzia di Comunicazione STRATEGIA I GRAFICA I COPYWRITING I EDITORIA I WEB I MULTIMEDIA I PUBBLICITÀ I UFFICIO STAMPA I EVENTI Via G. Biancardi, 2 - 20149 Milano 02 8945 9724 @ [email protected] www.mediavalue.it facebook.com/mediavaluemilano Dalle Aziende Nuovo procedimento ICE™, Integrated Cold Electrode Drastico aumento di produttività con la rivoluzionaria tecnologia ESAB per la saldatura SAW Hannes Raudsepp M. Sc., IWE Chief Engineer ICE ESAB Global Automation &RPSDUDQGR L WDVVL GL GHSRVLWR ÀQR DG oggi la tecnica Twin-arc è stata il procedimento di saldatura ad arco sommerso (SAW) più produttivo basato su un generatore singolo. La saldatura Twin-arc viene effettuata con GXHÀOLDOLPHQWDWLGDOORVWHVVRJHQHUDWRUH con polarità uguale. Con il procedimento ICE™ sviluppato e brevettato da ESAB, è possibile aumenWDUH LO WDVVR GL GHSRVLWR ÀQR DO LQ FRPSDUD]LRQH FRQ7ZLQDUF H GHO ULVSHWWRDOÀORVLQJROR La tecnologia ICE™ è lo sviluppo più avanzato del procedimento SAW, con un terzo ÀOR IUHGGR HOHWWULFDPHQWH LVRODWR DGGL]LRQDWR LQ SDUDOOHOR WUD L GXH ÀOL HOHWWUL]]DWL Figura 1 - Torcia di saldatura ICE™ detti “caldi”, nella stessa torcia di saldatura. /DYHORFLWjGLDOLPHQWD]LRQHGHOÀORIUHGdo viene controllata in modo indipendenWHGDLGXHÀOLFDOGLPHGLDQWHXQVRIWZDUH integrato nel pannello ESAB PEK per il FRQWUROORGHOSURFHVVR,OÀORIUHGGRIRQGH sfruttando l’energia in eccesso generata GDOODIXVLRQHGHLGXHÀOLFDOGL introducono il filo freddo separatamente richiedono un controllo estremamente accurato per poter funzionare correttamente. L’esperienza ha dimostrato che queste soluzioni non sono sufficientemente robuste e affidabili per poter costituire un sistema efficiente nella gran parte delle applicazioni. Introduzione Il procedimento di saldatura ad arco sommerso con l’aggiunta di un filo freddo non è un metodo nuovo per migliorare la produttività. Esistono infatti diverse soluzioni tecniche per introdurre un filo freddo nel bagno di fusione, con differenti prestazioni e aree di applicazione. Queste soluzioni prevedono l’immissione del filo freddo nel processo mediante un dispositivo separato, con un certo angolo rispetto al filo caldo. Questa impostazione presenta diversi problemi, il più rilevante dei quali riguarda la stabilità del processo. Per esempio, se lo stick-out varia o l’arco diventa instabile, il punto di fusione del filo freddo cambia, con l’effetto che il processo di saldatura diventa molto sensibile ad ogni variazione che riguarda l’arco. In ambiente produttivo, soluzioni che ICE™ – Stabilità del processo L’integrazione del filo freddo nello stesso dispositivo di contatto e la collocazione in parallelo con i fili caldi contribuisce all’affidabilità e alla stabilità del processo. L’aggiunta del filo freddo con la tecnologia ICE™ produce archi e bagno di saldatura più calmi e stabili. ICE™ rende il processo meno sensibile ai cambiamenti degli archi e dello stick-out perché il punto di fusione del filo freddo viene continuamente adattato ai due archi. La migliore stabilità del processo consente di regolarlo e adattarlo facilmente ai differenti tipi di giunti. La stabilità del procedimento ICE™ inoltre permette di utilizzare parametri e velocità di saldatura più elevati rispetto ai procedimenti SAW convenzionali, con evidenti vantaggi in produttività. Rivista Italiana della Saldatura - n. 5 - Settembre / Ottobre 2012 711 Dalle Aziende Features TABELLA 1 - Comparazione dei tassi di deposito ICE™ - Vantaggi del processo r r r r r r r Aumento del tasso di deposito; Velocità di saldatura più elevata; High Deposition Root™; Riduzione del consumo di flusso; Flat Cap Control™; Minori deformazioni grazie ad un apporto di calore ridotto; Risparmio di energia. ICE™ - ProÀlo del giunto e caratteristiche meccaniche In confronto con il procedimento di saldatura Twin-arc, utilizzando gli stessi parametri, e con una percentuale tra 10-100% del rapporto delle velocità filo freddo/filo caldo, il profilo di penetrazione non cambia variando la quantità di filo freddo. Mantenendo inalterati i parametri con l’aggiunta del filo freddo, le caratteristiche del deposito sono anch’esse le stesse. Questo significa che la penetrazione e la larghezza del deposito sono le stesse della saldatura SAW convenzionale. L’altezza del cordone o del sovrametallo vengono aumentate, con una distribuzione su tutta la larghezza del cordone. L’aumento degli angoli riduce il riscaldamento dell’area, con migliori caratteristiche meccaniche grazie alla riduzione della dimensione dei grani. Con lo stesso apporto di calore, le caratteristiche meccaniche dei giunti saldati con ICE™ sono dello stesso livello di quelli convenzionali SAW. Utilizzando il procedimento ICE™ per modificare il profilo di penetrazione, le caratteristiche meccaniche possono essere migliorate. ICE™ - Aumento del tasso di deposito con lo stesso apporto di calore In tutti i procedimenti di saldatura, SAW compreso, l’apporto di calore limita la produttività. L’apporto di calore che il materiale base può sopportare costituisce infatti il limite. Con il procedimento ICE™ non serve cambiare l’apporto totale di calore per incrementare il tasso di deposito o per ottenere altri vantaggi. ICE™ infatti utilizza l’energia eccedente del processo per fondere ulteriore filo e incrementare così il tasso di deposito. L’apporto di calore rimane invariato addizionando diverse quantità di filo freddo. Il calcolo dell’apporto di calore non prende infatti in considerazione l’aggiunta di filo freddo. Formula dell’apporto di calore: Q [ kJ / mm ] Figura 2 - ICE™ 3*2,5 mm, 35 V 50% cwfr 712 Rivista Italiana della Saldatura - n. 5 - Settembre / Ottobre 2012 K SAW I [ A] U [V ] * 60 WS [ mm / min] * 1000 Dalle Aziende Features Figura 3 - Giunto d’angolo, gola 5 mm, velocità saldatura 2000 mm/min. Tasso di deposito 24 kg/h, apporto di calore 1,19 kJ/mm La ricerca ed i test hanno dimostrato che la nostra teoria è corretta e che l’apporto di calore non cambia con l’addizione di filo freddo. Le altre teorie che ritengono che il filo freddo “raffreddi” la fusione o che crei un “pozzetto di calore” sono state smentite. Confrontando ICE™ con la saldatura a filo singolo, il tasso di deposito può essere incrementato fino al 100%, e fino al 50% in confronto con Twin-arc, con lo stesso apporto di calore. Il tasso di deposito più elevato che ICE™ può produrre con un generatore singolo è di 34 kg/h. La Tabella 1 mostra i limiti del tasso di deposito (giallo) per le differenti configurazioni ed i tassi di deposito comunemente usati (verde). Queste aree verdi si possono considerare le zone di totale tranquillità del processo. Figura 5 - High Deposition Root™ 30,2 kg/h, apporto di calore 3,2 kJ/mm, spessore 25 mm Figura 4 - Giunto testa-testa da un lato su lamiera da 10 mm, velocità saldatura 1400 mm/min. Tasso di deposito 23,9 kg/h, apporto di calore 2,03 kJ/mm Si può notare che il procedimento ICE™ con un solo generatore può depositare di più rispetto a un Tandem con fili singoli. Se disponete di un Tandem e installate le teste ICE™, potrete raddoppiare il tasso di deposito. ICE™ – Velocità di saldatura più elevata L’effetto stabilizzante del procedimento ICE™ permette di incrementare notevolmente la velocità di saldatura mantenendo lo stesso apporto di calore, oppure di aumentare la velocità e ridurre l’apporto di calore. Nelle applicazioni e nei giunti convenzionali la velocità di saldatura può essere aumentata fino oltre 1000 mm/min senza alterare l’apporto di calore e la stabilità del processo. Con ICE™ si possono oggi raggiungere velocità dell’ordine di 2000 mm/min. ICE™ – High Deposition Root™ L’effetto stabilizzante del procedimento ICE™ permette inoltre di raggiungere un’elevata produttività nelle passate di radice, con tassi di deposito intorno ai 25 kg/h senza la necessità di rimuovere le saldature di puntatura o di sigillatura. Nella configurazione ICE™ tandem è possibile modificare il profilo di penetrazione del giunto nella passata di fondo. Il procedimento ICE™ cambia il profilo del bagno di saldatura e cambia la direzione del fronte di solidificazione, consentendo di controllare il profilo di penetrazione in un modo nuovo. Nella configurazione Tandem, High Deposition Root™ può essere usato in applicazioni con una passata singola, oppure come passata di fondo per grossi spessori. La superficie del giunto presenta una Figura 6 - High Deposition Root™, tasso di deposito 25 kg/h, flusso OK Flux 10.72 Rivista Italiana della Saldatura - n. 5 - Settembre / Ottobre 2012 713 Dalle Aziende Features Figura 7 - Scoria prodotta dal flusso OK Flux 10.72 forma concava, con eccellenti caratteristiche di rimozione della scoria con flussi sia ad alta che a bassa basicità. ICE™ - Riduzione del consumo di Áusso Saldare in modo più produttivo con il procedimento ICE™ e completare il giunto con un numero inferiore di passate significa che il consumo di flusso viene notevolmente ridotto. La stabilità del processo inoltre consente di ridurre il quantitativo di flusso fuso per kg di metallo depositato. Nella configurazione ICE™ tandem, in confronto con una configurazione tandem convenzionale il consumo di flusso si riduce approssimativamente del 20%, a parità di apporto di calore. Confrontando ICE™ tandem con il sistema a filo singolo, la riduzione del consumo di flusso raggiunge il 45%. Aumentando la velocità di saldatura si ottiene sempre un risparmio del consumo di flusso, ma l’entità varia da caso a caso. La rimozione della scoria con ICE™ risulta sempre eccellente, indipendentemente dalla basicità del flusso, mentre la superficie del cordone è più dolce e regolare rispetto al processo SAW convenzionale. Figura 8 - Superficie del giunto piatto con ICE™ risulta più facile che con i processi convenzionali. Dato che il filo freddo non è un parametro attivo, la sua quantità può essere regolata durante la saldatura senza variare l’energia immessa nel processo. In altre parole, sempre rispettando i limiti della WPS. Cosa avviene normalmente? Se in un giunto avete un deposito che non raggiunge il livello del materiale base, dovrete effettuare un’altra passata, che magari dovrà essere molata perché il sovrametallo risulterà eccessivo. Potreste invece diminuire la velocità di saldatura per migliorare il riempimento, con la conseguenza di un apporto termico troppo elevato e di caratteristiche meccaniche inferiori. Ottenere un giunto piatto con ICE™ risulta invece molto più facile, regolando opportunamente la quantità di filo freddo durante la saldatura. ICE™ - Meno deformazioni grazie al minor apporto termico L’incremento del tasso di deposito e la migliore stabilità del processo consentono di saldare più velocemente e con un apporto termico minore rispetto ai procedimenti a filo singolo o twin. Regolando ICE™ per ottenere lo stesso livello di produttività e saldando più velocemente, l’apporto termico si riduce. Un minor apporto termico causerà minori deformazioni, con grandi ICE™ - Flat Cap Control™ Un giunto con superficie piatta non è una novità, tuttavia ottenere un giunto 714 Figura 9 - Flat Cap Control™. Altezza del sovrametallo 0,5 mm Rivista Italiana della Saldatura - n. 5 - Settembre / Ottobre 2012 Dalle Aziende Features vantaggi specialmente saldando lamiere sottili e materiali base sensibili agli apporti termici elevati. ICE™ - Risparmio di energia Il procedimento ICE™ utilizza l’energia eccedente disponibile nel processo per fondere maggiori quantità di filo. Questo significa una riduzione del consumo di energia e dei relativi costi. ICE™ può ridurre il consumo di energia e dei costi fino al 33%, in confronto con la saldatura Twin-arc. Confrontando il procedimento SAW a filo singolo con ICE™ in tandem (singolo DC + ICE™ AC) la riduzione di consumo può raggiungere il 50%. ICE™ - Fili e Áussi Il procedimento ICE™ è stato sviluppato utilizzando fili e flussi ESAB. Le combinazioni di filo e flusso impiegate con ICE™ sono prodotti standard che ESAB produce normalmente per tutti i tipi di applicazioni, e non sono necessarie particolari combinazioni di filo e flusso per ottenere i benefici offerti dal procedimento ICE™. ICE™ - Vantaggi e beneÀci complessivi Prendiamo ad esempio un giunto di testa su lamiere da 40 mm di spessore, cianfrino a doppio V 1/3 2/3, angolo incluso di 60°, S355NL. Comparando la configurazione ICE™ tandem (filo da 4 mm + ICE™) con un tandem costituito da due fili da 4 mm, i vantaggi sono evidenti: r Incremento del tasso di deposito del 150%; r Tasso di deposito di circa 30 kg/h; r Velocità di saldatura 1000 mm/min; r Consumo di flusso ridotto di oltre il 20%; r Risparmio di energia del 50%; r 7% di filo in meno, grazie a Flat Cap Control™, 1 mm. Nei giunti stretti, l’effetto stabilizzante di ICE™ consente di ottenere un’elevata produttività oltre ad ottime caratte- Figura 10 - Giunto su lamiere da 40 mm, S355NL, saldato con Tandem 4 mm DCEP 3*2,5 mm ICE™ AC. Apporto di calore 3,3 kJ/mm ristiche meccaniche. Con ICE™ si può saldare con elevata produttività in configurazioni di giunti stretti con angoli inclusi a partire da 8 gradi, con tassi di deposito fino a 30 kg/h, pur mantenendo l’apporto di calore al disotto di 3 kJ/mm e garantendo le prestazioni del giunto fino a -60°. Molti giunti stretti vengono oggi saldati con filo singolo oppure con due fili singoli in Tandem. Confrontando una configurazione a filo singolo da 4 mm con la soluzione ICE™ Tandem (filo da 4 mm + ICE™), in un giunto su lamiere S355G8+M, angolo di cianfrino incluso 22 gradi, limite di apporto di calore 3,5 kJ/mm, il procedimento ICE™ per le passate di riempimento aumenta considerevolmente la produttività: r Incremento del tasso di deposito del 250%; r Tasso di deposito di 28 kg/h; r Velocità di saldatura 850 mm/min; r Consumo di flusso ridotto del 45%; r Risparmio di energia del 10%. ICE™ - Calcolo dei vantaggi Qualche volta può essere difficile valutare i benefici dovuti all’implementazione di una nuova tecnologia. Per facilitare questa analisi, gli specialisti ESAB nell’applicazione del procedimento ICE™ sono a vostra disposizione per aiutarvi a valutare il miglior uso della tecnologia nelle diverse applicazioni, sviluppando procedure ottimizzate, instaurando calcoli sui benefici per stimare i vantaggi attesi e valutare la realizzazione pratica dei nuovi procedimenti. La tecnologia ICE™, con fili e flussi ESAB, permette di realizzare la soluzione più produttiva di saldatura SAW ottenibile da un unico fornitore-partner, che rende agevole introdurre la tecnologia e realizzare quei vantaggi che nessun altro procedimento SAW può uguagliare. ESAB Saldatura SpA Via Novara 57/59 20010 Bareggio - MI Tel. 02 979681 www.esab.it Rivista Italiana della Saldatura - n. 5 - Settembre / Ottobre 2012 ModenaFiere 31 Gennaio - 1 Febbraio 2013 Materiali innovativi, tecnologie, prodotti e servizi per veicoli, motori da competizione e ad alte prestazioni per auto, moto, kart, nautica e avio. STUDIONO.IT www.motorsportexpotech.it .PUPSTQPSUÒVONBSDIJPEJ3FBMJ[[BUPJOQBSUOFSTIJQDPO WJBMF7JSHJMJP#t.PEFOB QI̓rGBY TFHSFUFSJB!NPUPSTQPSUFYQPUFDIJU Nuova Collana di “DVD Tecnici” La nuova normativa europea ed internazionale sul controllo radiografico di giunti saldati con tecnologia digitale SEMINARIO TECNICO GENOVA 28 GIUGNO 2012 Questo Seminario ha l’obiettivo, da una parte, di aggiornare i partecipanti sullo stato dell’arte delle tecniche digitali (filmless) riconosciute a livello normativo e, in particolare, della tecnica nota come Computed Radiography (CR), la cui rapida evoluzione ne ha fatto, negli ultimi anni, una possibile alternativa ai tradizionali supporti, e, dall’altra parte, di analizzare la recente normativa tecnica europea (EN) ed internazionale (ISO) in materia, soffermandosi, nella fattispecie, su quanto viene prescritto in merito alla classificazione e qualificazione dei sistemi CR e delle tecniche di esposizione relative. Il Seminario è rivolto principalmente agli operatori che svolgono le funzioni caratteristiche dei livelli di qualificazione 2 e 3 nel metodo radiografico, come anche ad Ispettori di saldatura in possesso di qualificazioni o specializzazioni nel campo dell’esame radiografico. Programma del Seminario x x x Principi generali del controllo radiografico con tecniche digitali (filmless); Norme generali di metodo per le tecniche digitali (filmless): EN 14784 (parti 1, 2), ISO DIS 16371; Norme relative ai giunti saldati per le tecniche digitali (filmless): ISO DIS 17636 (parti 1, 2); Settore DDC Maura Rodella Lungobisagno Istria,15 16141 Genova tel. 010 8341385 fax 010 8367780 Email:[email protected] www.weldinglibrary.com Codice: 101517; Prezzo € IVA 21% Prezzo speciale 30% Sconto: € 49,00 + IVA 21% Dalle Aziende Weldline, Magswitch: morsetti di massa e posizionatori magnetici con controllo del magnetismo I prodotti MAGSWITCH, commercializzati in Italia con il marchio WELDLINE del Gruppo AIR LIQUIDE Welding, sono dei magneti permanenti che permettono di controllare il magnetismo (on-off), con una semplice rotazione della manopola, senza far uso di corrente. Sebbene i magneti siano utilizzati da lungo tempo nei procedimenti di saldatura e fabbricazione, non trovano largo impiego poiché spesso si ritiene che presentino problemi di uso e pulizia. Tutto questo è un ricordo del passato, adesso la forza di questi prodotti permette di velocizzare le operazioni di bloccaggio dei pezzi anche in lavori complessi. MAGSWITCH offre molteplici e importanti vantaggi: maggiore produttività grazie ai tempi più brevi di approntamento, comodità derivante dall’utilizzo agevole, sicurezza perché c’è sempre meno bisogno di usare le mani per spostare e posizionare le lamiere calde o taglienti. Maggiore produttività per due ragioni: 1. Non si deve più perdere del tempo utile nel fissare e bloccare le lamiere 2. Non è più necessario usare staffe, viti o altro che possano rovinare le lamiere e richiedere un intervento successivo di molatura o smerigliatura. MAGSWITCH è, fondamentalmente, una soluzione che migliora l’efficienza produttiva. WELDLINE 13 rue d’Epluches Saint-Ouen l’Aumône BP 70024 95 315 Cergy Pontoise Cedex Tel. : +33 1 34 21 33 33 [email protected] www.weldline-alw.com Fro-Air Liquide Welding è Partner della Campagna Europea Ambienti di Lavoro Sani 2012–2013 Air Liquide Welding è un partner della campagna Ambienti di lavoro sani 2012-2013, “Lavoriamo insieme per la prevenzione dei rischi” organizzato dall’Agenzia europea per la sicurezza e la salute sul lavoro (EU-OSHA). Il tema della campagna per il 2012- 2013, “Lavoriamo insieme per la prevenzione dei rischi” è molto apprezzato da Air Liquide Welding. La nuova campagna incoraggia i manager, lavoratori, rappresentanti e altri soggetti interessati a lavorare insieme per gestire i rischi sul luogo di lavoro. Garantire Ambienti di lavoro sani e sicuri è parte integrante della volontà di AIR LIQUIDE Welding che da sempre si impegna a costruire un successo economico basato su un modello di futuro sostenibile. Air Liquide Welding è stato in passato un partner di EU-OSHA su precedenti campagne: “Ambienti di lavoro sani”. Questa adesione alla nuova campagna Ambienti di lavoro sani è una grande opportunità per tutta l’organizzazione, attraverso la costruzione di partnership con altre aziende e associazioni impegnate in tematiche di SSL, nonché la possibilità di condividere le buone pratiche e di utilizzare la campagna per sostenere e promuovere le proprie attività. I vantaggi di essere un partner della campagna sono tangibili, e va nella direzione di una maggiore visibilità e opportunità per tutta l’organizzazione di Gruppo. FRO-Air Liquide Welding Italia SpA Via Torricelli, 15/A 37136 Verona Italy +39 045 82 91 511 www.saf-fro.it Rivista Italiana della Saldatura - n. 5 - Settembre / Ottobre 2012 719 Dalle Aziende al tungsteno con liquido di recupero polveri, liquidi antispruzzo, penetranti, masse rotanti, pinze porta elettrodo. La garanzia della qualità ESAB è a vostra disposizione. ESAB Saldatura SpA Via Novara 57/59, 20010 Bareggio – MI Tel 02 97968.1 www.esab.it CLOOS, Nuovo Armadio compatto QIROX® Controller Basic ESAB, Tecnologia e sicurezza: accessori e protezione personale per saldatori Da oltre cento anni leader nella saldatura e taglio metalli, ESAB sfrutta la propria esperienza per offrire ai professionisti del settore prodotti specifici in cui le tecnologie più avanzate e la qualità migliore sono al servizio del lavoro e della sicurezza. PPE: Maschere ad oscuramento automatico - Nuova Aristo Tech® Le maschere ad oscuramento automatico hanno reso la saldatura non solo più produttiva e pratica, ma anche più sicura, liberando le mani del saldatore e garantendo migliore protezione da fumi e spruzzi. Spesso però la scarsa qualità di molti prodotti sul mercato impedisce di ottenere questi vantaggi. ESAB fornisce da sempre, maschere automatiche con le lenti della qualità più elevata, una capacità di oscuramento ampia, omogenea e senza batterie interne. Oggi il catalogo si arricchisce della nuova Aristo Tech®, vera maschera multi processo, con oscuramento da 5 a 13 DIN, adatta a Tig, Mig/Mag, elettrodo e molatura. Leggerissima, con i suoi 450 g, permette la selezione parametri con sistema quick set. Disponibile in versione con erogatore portatile aria filtrata, casco protettivo, e maschera interna per molatura. Una maschera universale, pratica, all’avanguardia e, come sempre, conforme ai più rigidi standard CE, ANSI, AS/NZS, CSA. 720 PPE: Abbigliamento Antifiamma Tecnologia Phoenix® ESAB è orgogliosa di presentare il risultato di anni di ricerca dedicata: il nuovo abbigliamento in tessuto tecnico per saldatura Phoenix®. Questo innovativo tessuto ha una struttura molecolare resistente alla fiamma e garantisce la migliore protezione con il massimo comfort. Tutti i prodotti Phoenix® soddisfano i requisiti: ISO EN 11612, ISO EN 11611 liv. 1 e 2, EN 1149/3/5, EN 61482/1/2 (abbigliamento antifiamma specifico per saldatura). Tutte le normative sono stampate su spalla e retro pantaloni per facilitare l’individuazione e la verifica ispettiva. I prodotti vengono consegnati con tabella delle normative in ogni confezione. PPE: Guanti per saldatura - ESAB Mig e Tig “Arcuati” Prodotto di vertice della gamma ESAB, è disegnato per adeguarsi alla forma anatomica della mano e realizzato unendo oltre dieci lembi di pellame diverso per garantire una libertà nel movimento della mano mai raggiunta in guanti con questi livelli di protezione. Disponibile in versione Tig e Mig, con le normative rispettate stampate sui polsini, è l’essenza del credo ESAB: Lavorare meglio per produrre di più. Accessori di processo Nel range ESAB, uno dei più vasti del mercato, c’è una risposta tecnologicamente avanzata e di qualità per ogni esigenza di processo. Forni di ricondizionamento e mantenimento programmabili, molatrici per elettrodi Rivista Italiana della Saldatura - n. 5 - Settembre / Ottobre 2012 Il nuovissimo Armadio di Controllo CLOOS tipo “QIROX® Controller Basic” è stato studiato e sviluppato nel corso di una attenta analisi dei costi per offrire tutte le caratteristiche dei collaudati dispositivi CLOOS ad un prezzo molto più vantaggioso. Potrà essere utilizzato come Controller di impianti compatti fino a 9 assi. Il dispositivo di controllo è caratterizzato da un design compatto, le sue dimensioni sono 800 x 1300 x 585 mm, pur rispettando la normativa vigente. Ciò assicura un utilizzo ancora più semplice, oltre che una facile accessibilità per le operazioni di manutenzione. Tutte le caratteristiche più importanti, come la pulsantiera Touch Screen dotata di grande schermo, la tastiera, le interfaccia USB ecc., sono disponibili esattamente come nella versione standard “QIROX® Controller Advanced”. Ovviamente è possibile l’interfaccia con tutta la gamma di saldatrici QINEO®. I cavi di connessione standard sono cavi a connessione fissa, ma sono anche disponibili, come opzione, cavi di collegamento assi spinati di qualsiasi lunghezza. Possono naturalmente essere installati tutti i tipi di sensori CLOOS come il Dalle Aziende gruppa la galassia dei prodotti Thermal Dynamics, Tweco, Arcair, Victor, Ocim, Thermal Arc, Stoody, Turbo Torch, oltre alla recente acquisizione della finlandese Robotronic “ProMotion Controls”, azienda leader nel settore dell’elaborazione software e produzione di hardware per impianti di taglio automatici. sensore tattile (Touch Sensor), il sensore ad arco (Arc Sensor) e i sensori Laser (Laser Sensor). Grazie a queste numerose innovazioni tecniche, CLOOS è in grado di offrire un robot di saldatura QIROX® con payload di 15 kg e un armadio di controllo con un’ampia dotazione standard a prezzi veramente contenuti. SALDOBRAZ ENGINEERING Srl Dealer CLOOS Schweisstechnik Gmbh Dealer HKS Prozesstechnik Gmbh Via F. Coppi, 11 10043 Orbassano TO Tel. 011 9019030 www.saldobraz.it NDT Italiana, i nuovi Liquidi Penetranti “a caldo” La Parte 5 e la Parte 6 della UNI EN ISO 3452 riguardano rispettivamente i liquidi penetranti “a caldo” (cioè sopra i 50 °C) e “a freddo” (cioè sotto i 10 °C). La grande novità di queste norme sta nel fatto che in entrambe si precisa che spetta al produttore dei liquidi penetranti di effettuare le prove di qualificazione dei prodotti indicando l’intervallo di temperatura e quindi, citando la norma: “se i prodotti sono utilizzati entro l’intervallo dichiarato, non sono necessarie ulteriori prove sul posto da parte dell’utilizzatore”. L’onere delle prove e la responsabilità di classificazione e qualificazione spetta quindi al produttore dei liquidi penetranti. Alcuni problemi “pratici” sorti nell’uso quotidiano hanno generato domande da parte di aziende: “Sono stato chiamato per dei controlli, ma mi sono accorto che alcune parti sono a temperature superiori a 50 °C mentre altre sono al di sotto di tale temperatura limite... posso usare comunque il vostro liquido penetrante rosso e utilizzare quindi un solo prodotto durante il processo di controllo? Se sì, fino a che temperatura massima e minima?”. Per venire incontro a tali esigenze, la NDT Italiana ha qualificato il proprio penetrante Elite K71B2p per un uso ETR (Extended Temperature Range). Il K71B2p è qualificato “IIACcde - 2 / 0 °C-100 °C ” cioè può essere usato da 0 °C a 100 °C. La sigla inoltre significa: Tipo II (rosso), Metodo A & C (rimovibili con acqua o con remover), forma c, d/e (sviluppatori sia a base solvente che a base acqua), livello 2. Rimangono sempre disponibili liquidi penetranti formulati specificatamente per “altissime” temperature: liquido penetrante rosso Elite K71HT, sviluppatore bianco Elite D200, remover Elite RHT (fino a 200 °C). NDT ITALIANA Srl Via del Lavoro, 28 20863 Concorezzo MB Tel. (+39) 039.647590 [email protected] www.ndt.it Victor Technologies ha inaugurato la nuova sede italiana L’azienda americana, pioniere nelle tecnologie più avanzate di saldatura e taglio dei metalli, investe risorse con grande fiducia nel futuro dell’industria Italiana. Come la storia ci insegna, anche questo periodo di recessione finirà, e niente sarà più come prima. Una delle poche certezze su cui possiamo contare è, infatti, che ci sarà futuro solo per le aziende che sapranno rinnovarsi e migliorare la produttività. Victor Technologies affronta decisamente la sfida inaugurando la nuova sede Italiana di S.Giuliano Milanese, una struttura completa di show room per le dimostrazioni delle tecnologie di saldatura e taglio, sala per training, magazzini di apparecchiature e ricambi, oltre agli uffici commerciali e amministrativi. Victor Technologies è il nuovo nome di Thermadyne, una holding che rag- “Il motivo principale della scelta del nuovo nome”, dichiara Franco Monechi, General Manager Victor Technologies EMEA, “risiede nel fatto che Thermadyne era la denominazione della holding, non legata ad alcun marchio di prodotto, mentre il marchio Victor è legato a prodotti di grande tradizione e successo, con particolare enfasi sul mercato americano”. E’ un ritorno alle radici, riprende infatti lo spirito pionieristico e incorpora le caratteristiche originali del Marchio: autenticità, affidabilità, innovazione ed un contatto profondo con il mercato per capire le esigenze dell’Utente finale. Tutti i marchi del gruppo Victor sono infatti legati ad aziende con svariati decenni di esperienza, che devono il loro successo ad invenzioni originali dei loro fondatori, veri pionieri delle tecnologie che hanno consentito di raggiungere il livello attuale di qualità e affidabilità dei prodotti oggi sul mercato. Il nuovo marchio riposiziona strategicamente l’Azienda sul mercato globale come fornitore di soluzioni ad alta tecnologia nel taglio avanzato, la saldatura e le apparecchiature di controllo dei gas. La presenza globale Victor consiste in unità produttive dislocate in Asia, America e Europa, 1500 dipendenti, con filiali dirette in più di 20 nazioni. Il fatturato è distribuito tra clienti in 105 paesi, con attività crescente nei paesi emergenti, come Cina, Brasile, Messico, Europa dell’Est. In Europa l’organizzazione Victor può contare su centri di produzione e distribuzione in UK e Italia, demo centers in Italia, UK ed Olanda, per un totale di 70 dipendenti. VICTOR TECHNOLOGIES EUROPE Via Bolsena, 7 20098 S.Giuliano Milanese MI Tel. 02 36546801 www.victortechnologies.com Rivista Italiana della Saldatura - n. 5 - Settembre / Ottobre 2012 721 Notiziario Letteratura tecnica ASM Handbook, Volume 6A: Welding Fundamentals and Processes Lienert T., Siewert T., Babu S. e Acoff A. Materials Park (OH-USA) 2011 227 x 290 mm, 850 pagine ISBN 978-1-61503-133.7, $ 238,00 Questa nuova edizione del volume 6 “Welding Brazing and Soldering” della collana “ASM Hadbook” rappresenta il primo “6A” di almeno due volumi che saranno pubblicati in futuro sulla saldatura e sulle diverse tecniche di giunzione. Come già indicato nel titolo, il volume 6A è dedicato interamente agli aspetti fondamentali della saldatura e dei molteplici processi. Il volume 6B, di cui la pubblicazione è prevista in un futuro non molto lontano, si concentrerà sulla saldabilità e sul comportamento metallurgico di una vasta gamma di acciai e di leghe non ferrose. Riconosciuto che gli specialisti, i tecnici e gli studenti, potenzialmente interessati alla lettura di questo volume, hanno esigenze diverse per quanto riguarda il loro livello di comprensione e di conoscenze, di conseguenza le sezioni di questo manuale si dividono in due grandi categorie. Le sezioni fondamentali forniscono un’approfondita analisi di base sui principi scientifici, mentre le sezioni rivolte ai vari processi tecnologici hanno un approccio più pratico. Tutti i capitoli di questa nuova opera sono stati notevolmente aggiornati ed ampliati, riportando i risultati dei più recenti sviluppi tecnici e scientifici, in particolare sono state considerevolmente approfondite le parti riguardanti i processi di saldatura ad energia concentrata, quelle dedicate alla saldatura allo stato solido e specialmente le parti sullo studio della costruzione dei modelli matematici. Inoltre sono stati introdotti nuovi ed interessanti capitoli sulla “friction stir welding”, sulla “magnetic pulse welding” e sui processi ibridi. Il volume di indiscusso contenuto tecnico e scientifico, rappresenta un notevole contributo ed un’opera di consultazione e di riferimento fondamentale per tutti coloro che si occupano di saldatura. The ASM Handbook Volume 6A, “Welding Fundamentals & Processes”, represents the first of at least two volumes to be published on aspects of welding and joining. As indicated in the title, Volume 6A focuses on fundamental aspects of welding, and on the many welding processes. Volume 6B, planned for future publication, will concentrate on weldability and behaviour of a range of alloys and materials. As with the last edition of this Volume, the Volume Editors recognized that the researchers, engineers, technicians and students that will use this handbook have different needs with regard to their level of understanding. Accordingly, the sections of this handbook fall into two major categories. The sections on fundamentals provide in-depth background on the scientific principles associated with welding, while the sections on the various welding processes take a more practical approach. The Volume Editors have also tried to present a comprehensive reference that can be of use to the diverse welding community. All sections of the handbook have been reviewed to be sure that they reflect the current status of the technology. Many sections have been expanded, such as the sections on fundamentals, high- Rivista Italiana della Saldatura - n. 5 - Settembre / Ottobre 2012 723 Notiziario energy density, solid-state welding and especially weld modelling. New processes and process variations developed since the last printing of this Volume have been incorporated, including friction stir welding, magnetic pulse welding, hybrid processes, direct metal deposition, penetration enhancing fluxes and ultrasonic additive manufacturing. A section on safe practices has also been added. We wish to thank our many colleagues who served as section editors and authors of the individual articles. This handbook would not have been possible without their efforts. ASM International, 9639 Kinsman Road, Materials Park OH 44073-0002 (USA) www.asminternational.org Welding and joining of aerospace materials Chaturvedi M. C., Cambridge (Inghilterra) 2011 234 x 156 mm, 448 pagine ISBN-13: 978 1 84569 532 3, € 185,00 Questo volume fornisce un’analisi approfondita delle tecniche più recenti ed avanzate nel settore della giunzione dei materiali metalli e non metallici, impiegati nell’industria delle costruzioni aerospaziali. Il testo, diviso principalmente in due parti, presenta nella prima un capitolo introduttivo sulle più recenti tecniche di saldatura, mentre quelli successivi si concentrano sui diversi tipi di processi, comprendendo la saldatura ad attrito, la saldatura laser ed i processi ibridi laser/arco. Il capitolo finale di questa prima parte presenta una rassegna sull’analisi della criccabilità della zona termicamente alterata di saldature di superleghe di nichel. 724 La seconda parte riguarda altre tecniche di giunzione, tra cui la rivettatura, la giunzione con adesivi, la giunzione con adesivi di materiali dissimili (compositi/metallici) e la brasatura ad alta temperatura. Questa seconda parte si conclude con un’appendice dedicata completamente alla “linear friction welding”. Questo volume è un riferimento essenziale per specialisti e progettisti nel settore delle costruzioni aerospaziali ed in special modo per tutti coloro che hanno un particolare interesse per la ricerca accademica nel settore. Welding and joining techniques play an essential role in both the manufacture and in-service repair of aerospace structures and components, and these techniques have become more advanced as new, complex materials are developed. Welding and joining of aerospace materials provides an indepth review of different techniques for joining metallic and non-metallic aerospace materials. Welding and joining techniques play an essential role in both the manufacture and in-service repair of aerospace structures and components, and these techniques become more advanced as new, complex materials are developed. Welding and joining of aerospace materials provides an in-depth review of different techniques for joining metallic and non-metallic aerospace materials. Part one opens with a chapter on recently developed welding techniques for aerospace materials. The next few chapters focus on different types of welding such as inertia friction, laser and hybrid laser-arc welding. The final chapter in part one discusses the important issue of heat affected zone cracking in welded superalloys. Part two covers other joining techniques, including chapters on riveting, composite-to-metal bonding, diffusion bonding and recent improvements in bonding metals. Part two concludes with a chapter focusing on the use of high-temperature brazing in aerospace engineering. Finally, an appendix to the book covers the important Rivista Italiana della Saldatura - n. 5 - Settembre / Ottobre 2012 issue of linear friction welding. With its distinguished editor and international team of contributors, welding and joining of aerospace materials is an essential reference for engineers and designers in the aerospace, materials and welding and joining industries, as well as companies and other organisations operating in these sectors and all those with an academic research interest in the subject. Woodhead Publishing Limited, Abington Hall, Abington, Cambridge, CB21 6AH (Inghilterra) Fax: +44 (0)1223 893 694 www.woodheadpublishing.com Fatigue Design of Steel and Composite Structures: Eurocode 3: Design of Steel Structures, Part 1-9 Fatigue; Eurocode 4: Design of Composite Steel and Concrete Structures Nussbaumer A., Borges L., Davaine L. Coimbra (Portogallo) 2011 234 x 156 mm, 334 pagine ISBN: 978-3-433-02981-7, € 55,00 Nella progettazione di ponti e grandi strutture civili in acciaio la corretta valutazione della resistenza a fatica degli elementi strutturali costituisce senza dubbio uno degli aspetti di maggiore rilievo. Il testo propone una trattazione particolarmente approfondita e accurata delle procedure di verifica attualmente in vigore, con numerosi e puntuali riferimenti alle prescrizioni delle norme europee citate nel titolo (Eurocodice 3 e Eurocodice 4). Non viene trascurata l’interazione tra progetto e fabbricazione dei componenti, che viene affrontata con un esame dettagliato dei principali riferimenti normativi che disciplinano le fasi esecutive ed una sintetica descrizione dei relativi contenuti. Notiziario L’esame delle differenti tematiche è corredato da numerosi e dettagliati esempi applicativi, che vengono discussi con particolare efficacia e costituiscono un prezioso orientamento per la corretta applicazione delle procedure di verifica. Il testo può senza dubbio essere preso in considerazione, di conseguenza, non solo come supporto didattico nell’ambito dei corsi universitari di Tecnica delle Costruzioni, Costruzione di Ponti e Costruzioni in Acciaio, ma anche come manuale applicativo per chi svolge attività professionali nell’ambito della progettazione e/o del coordinamento delle fasi esecutive. This volume addresses the specific subject of fatigue, a subject not familiar to many engineers, but still relevant for proper and good design of numerous steel structures. It explains all issues related to the subject: Basis of fatigue design, reliability and various verifica- tion formats, determination of stresses and stress ranges, fatigue strength, application range and limitations. It contains detailed examples of applications of the concepts, computation methods and verifications. ECCS-CECM-EKS 32, av. des Ombrages, bte 20 - 1200 Brussels (Belgio) Fax: +32-2/762.09.35 www.steelconstruct.com Codici e norme Norme nazionali Italia UNI EN 13480-1 - Tubazioni industriali metalliche - Parte 1: Generalità (2012). CEI EN 60974-12 - Apparecchiature per la saldatura ad arco - Parte 12: Dispositivi di collegamento per cavi di saldatura (2012). UNI EN 13480-2 - Tubazioni industriali metalliche - Parte 2: Materiali (2012). CEI EN 60974-13 - Apparecchiature per la saldatura ad arco - Parte 13: Pinze di massa (2012). UNI CEN ISO/TR 3834-6 - Requisiti di qualità per la saldatura per fusione dei materiali metallici - Parte 6: Guida per l’applicazione della ISO 3834 (2012). UNI EN ISO 5172 - Apparecchiature per saldatura a gas - Cannelli per saldatura a gas, riscaldo e taglio - Requisiti e prove (2012). UNI EN ISO 9712 - Prove non distruttive - Qualificazione e certificazione del personale addetto alle prove non distruttive (2012). UNI EN 12258-1 - Alluminio e leghe di alluminio - Termini e definizioni Parte 1: Termini generali (2012). UNI EN 12451 - Rame e leghe di rame - Tubi tondi senza saldatura per scambiatori di calore (2012). UNI EN 12452 - Rame e leghe di rame - Tubi alettati senza saldatura per scambiatori di calore (2012). UNI EN 12999 - Apparecchi di sollevamento - Gru caricatrici (2012). UNI EN 13480-3 - Tubazioni industriali metalliche - Parte 3: Progettazione e calcolo (2012). UNI EN 13480-4 - Tubazioni industriali metalliche - Parte 4: Fabbricazione e installazione (2012). UNI EN 13480-5 - Tubazioni industriali metalliche - Parte 5: Collaudo e prove (2012). UNI EN 13480-6 - Tubazioni industriali metalliche - Parte 6: Requisiti addizionali per tubazioni interrate (2012). UNI EN 13480-8 - Tubazioni industriali metalliche - Parte 8: Requisiti addizionali per tubazioni di alluminio e leghe di alluminio (2012). UNI EN ISO 13585 - Brasatura forte - Qualificazione dei brasatori e degli operatori per la brasatura forte (2012). UNI CEN ISO/TS 15011-6 - Salute e sicurezza nella saldatura e nelle tecniche affini - Metodo di laboratorio per il campionamento dei fumi e dei gas - Parte 6: Procedura per la determinazione quantitativa dei fumi e dei gas generati dalla saldatura a resistenza a punti (2012). UNI CEN/TR 15135 - Saldatura Progettazione e prove non distruttive di saldature (2012). UNI CEN/TR 15235 - Saldatura - Metodi per la valutazione delle imperfezioni nelle strutture metalliche (2012). UNI CEN ISO/TR 15608 - Saldatura - Guida per un sistema di suddivisione in gruppi dei materiali metallici (2012). UNI EN ISO 15614-13 - Specificazione e qualificazione delle procedure di saldatura per materiali metallici - Prove di qualificazione della procedura di saldatura - Parte 13: Saldatura a resistenza testa a testa e a scintillio (2012). UNI CEN/TR 14599 - Termini e definizioni per la saldatura in relazione alla EN 1792 (2012). UNI CEN ISO/TR 17641-3 - Prove distruttive su saldature di materiali metallici - Prove di criccabilità a caldo di elementi saldati - Processi di saldatura ad arco - Parte 3: Prove sottoposte ad un carico esterno (2012). UNI CEN/TR 14633 - Saldatura - Posizioni di saldatura - Comparazione tra le designazioni internazionali, europee e americane (2012). UNI CEN ISO/TR 17844 - Saldatura - Confronto tra i metodi normalizzati per evitare le cricche a freddo (2012). Rivista Italiana della Saldatura - n. 5 - Settembre / Ottobre 2012 725 Notiziario Norme americane USA ASTM A182/A182M - Standard specification for forged or rolled alloy and stainless steel pipe flanges, forged fittings, and valves and parts for hightemperature service (2012). ASTM A203/A203M - Standard specification for pressure vessel plates, alloy steel, nickel (2012). ASTM A204/A204M - Standard specification for pressure vessel plates, alloy steel, molybdenum (2012). ASTM A225/A225M - Standard specification for pressure vessel plates, alloy steel, manganese-vanadium-nickel (2012). ASTM A285/A285M - Standard specification for pressure vessel plates, carbon steel, low and intermediate tensile strength (2012). ASTM A302/A302M - Standard specification for pressure vessel plates, alloy steel, manganese-molybdenum and manganese-molybdenum-nickel (2012). ASTM A455/A455M - Standard specification for pressure vessel plates, carbon steel, high-strength manganese (2012). ASTM A513/A513M - Standard specification for electric-resistance-welded carbon and alloy steel mechanical tubing (2012). ASTM A612/A612M - Standard specification for pressure vessel plates, carbon steel, high strength, for moderate and lower temperature service (2012). ASTM A662/A662M - Standard specification for pressure vessel plates, carbon-manganese-silicon steel, for moderate and lower temperature service (2012). ASTM A703/A703M - Standard specification for steel castings, general requirements, for pressure-containing parts (2012). 726 ASTM A734/A734M - Standard specification for pressure vessel plates, alloy steel and high-strength low-alloy steel, quenched-and-tempered (2012). ASTM A735/A735M - Standard specification for pressure vessel plates, low-carbon manganese-molybdenumcolumbium alloy steel, for moderate and lower temperature service (2012). ASTM A738/A738M - Standard specification for pressure vessel plates, heat-treated, carbon-manganese-silicon steel, for moderate and lower temperature service (2012). ASTM A970/A970M - Standard specification for headed steel bars for concrete reinforcement (2012). AWS D9.1M/D9.1 - Sheet metal welding code (2012). Norme europee EN EN ISO 12212 - Petroleum, petrochemical and natural gas industries Hairpin-type heat exchangers (2012). Norme internazionali ISO ISO 4965-1 - Metallic materials - Dynamic force calibration for uniaxial fatigue testing - Part 1: Testing systems (2012). ISO 4965-2 - Metallic materials - Dynamic force calibration for uniaxial fatigue testing - Part 2: Dynamic calibration device (DCD) instrumentation (2012). ISO 6363-1 - Wrought aluminium and aluminium alloys - Cold-drawn rods/ bars, tubes and wires - Part 1: Technical conditions for inspection and delivery (2012). ISO 6363-2 - Wrought aluminium and aluminium alloys - Cold-drawn rods/ bars and tubes and wires - Part 2: Mechanical properties (2012). ISO 6363-3 - Wrought aluminium and aluminium alloys - Cold-drawn rods/ Rivista Italiana della Saldatura - n. 5 - Settembre / Ottobre 2012 bars, tubes and wires - Part 3: Drawn round bars and wires - Tolerances on form and dimensions (symmetric plus and minus tolerances on diameter) (2012). ISO 6363-4 - Wrought aluminium and aluminium alloys - Cold-drawn rods/ bars, tubes and wires - Part 4: Drawn rectangular bars and wires - Tolerances on form and dimensions (2012). ISO 6363-5 - Wrought aluminium and aluminium alloys - Cold-drawn rods/ bars, tubes and wires - Part 5: Drawn square and hexagonal bars and wires - Tolerances on form and dimensions (2012). ISO 6363-6 - Wrought aluminium and aluminium alloys - Cold-drawn rods/ bars, tubes and wires - Part 6: Drawn round tubes - Tolerances on form and dimensions (2012). ISO 7866 - Gas cylinders - Refillable seamless aluminium alloy gas cylinders - Design, construction and testing (2012). ISO 9606-1 - Qualification testing of welders - Fusion welding - Part 1: Steels (2012). ISO 11119-1 - Gas cylinders - Refillable composite gas cylinders and tubes - Design, construction and testing Part 1: Hoop wrapped fibre reinforced composite gas cylinders and tubes up to 450 l (2012). ISO 12107 - Metallic materials - Fatigue testing - Statistical planning and analysis of data (2012). ISO 12108 - Metallic materials - Fatigue testing - Fatigue crack growth method (2012). ISO 14802 - Corrosion of metals and alloys - Guidelines for applying statistics to analysis of corrosion data (2012). ISO 16162 - Cold-rolled steel sheet products - Dimensional and shape tolerances (2012). Notiziario . Istituto Italiano della Saldatura Divisione Formazione Lungobisagno Istria 15 16141 Genova www.formazionesaldatura.it [email protected] . Corsi IIS Luogo Data Titolo Ore Legnano 19-20/11/2012 Corso per Auditor / Lead Auditor - Modulo Base ISO 19011 24 Genova 19-23/11/2012 Corso per International Welding Engineer (IWE) - Parte 3 - Modulo Metallurgia e saldabilità -- Genova 19-23/11/2012 Corso per International Welding Technologist (IWT) - Parte 3 - Modulo Metallurgia e saldabilità -- Genova 19-23/11/2012 Corso sulla saldatura robotizzata - Corso di qualificazione per European Robot Welding Specialist -- Genova 19-23/11/2012 Corso sulla microsaldatura in elettronica - Corso per la certificazione in accordo alla specifica ECSS-Q-ST-70-38, Operatore (CAT. 3) 36 Genova 19-23/11/2012 Corso sulla microsaldatura in elettronica - Corso per la certificazione in accordo alla specifica ECSS-Q-ST-70-38, Ispettore (CAT. 2) 36 Legnano 21-23/11/2012 Corso per Auditor / Lead Auditor Qualità ISO 9001 24 Genova 21-23/11/2012 Corso sulla microsaldatura in elettronica - Corso per la certificazione in accordo alla specifica ECSS-Q-ST-70-38, Operatore (CAT. 3) 24 Genova 21-23/11/2012 Corso sulla microsaldatura in elettronica - Corso per la certificazione in accordo alla specifica ECSS-Q-ST-70-38, Ispettore (CAT. 2) 24 Genova 26-28/11/2012 Corso sulla saldatura dei tondi per cemento armato - Livello Specialist Modulo Base 20 Genova 26-29/11/2012 Corso sulla tecnologia Laser - Modulo integrativo pratico per livello Basic -- Legnano 26-30/11/2012 Corso per International Welding Engineer (IWE) - Parte 3 - Modulo Metallurgia e saldabilità -- Legnano 26-30/11/2012 Corso per International Welding Technologist (IWT) - Parte 3 - Modulo Metallurgia e saldabilità -- Genova 26-30/11/2012 Corso celere in saldatura 32 Genova 27-28/11/2012 Corso sulla microsaldatura in elettronica - Corso per la ricertificazione in accordo alla specifica ECSS-Q-ST-70-08, Operatore (CAT. 3) e/o Ispettore (CAT. 2) 16 Genova 27-29/11/2012 Corso sull’applicazione del DM 14 Gennaio 2008 - Corso per progettisti e Direttori dei lavori 20 Genova 28-30/11/2012 Corso sulla saldatura dei tondi per cemento armato - Livello Specialist Modulo saldatura di tondini per cemento armato 20 Genova 29-30/11/2012 Corso sulla microsaldatura in elettronica - Corso per la ricertificazione in accordo alla specifica ECSS-Q-ST-70-38, Operatore (CAT. 3) e/o Ispettore (CAT. 2) 16 Genova 03-04/12/2012 Corso per International Welding Pratictioner (IWP) - Parte 3 - Modulo Tecnologia della Saldatura -- Rivista Italiana della Saldatura - n. 5 - Settembre / Ottobre 2012 727 Notiziario 728 Luogo Data Titolo Genova 03-05/12/2012 Corso per International Welding Engineer (IWE) - Parte 3 - Modulo Progettazione e calcolo -- Genova 03-05/12/2012 Corso sulla gestione del processo di fabbricazione mediante saldatura (EN ISO 3834) 20 Genova 04-06/12/2012 Corso per International Welding Pratictioner (IWP) - Parte 3 - Modulo Metallurgia e saldabilità -- Genova 05-07/12/2012 Corso per International Welding Engineer (IWE) - Parte 3 - Modulo Fabbricazione -- Genova 06-07/12/2012 Corso per International Welding Pratictioner (IWP) - Parte 3 - Modulo Progettazione e calcolo -- Genova 06-07/12/2012 Corso sulla gestione del processo di fabbricazione mediante saldatura Modulo integrativo Auditor EN ISO 3834 16 Genova 06-07/12/2012 Genova 10-11/12/2012 Genova 10-12/12/2012 Corso per International Welding Engineer (IWE) - Parte 3 - Modulo Tecnologia della Saldatura -- Legnano 10-12/12/2012 Corso per International Welding Engineer (IWE) - Parte 3 - Modulo Metallurgia e saldabilità -- Genova 11/12/2012 Corso sulla microsaldatura in elettronica - Corso per la ricertificazione in accordo alla specifica ECSS-Q-ST-70-26, Operatore (CAT. 3) e/o Ispettore (CAT. 2) 8 Genova 11-13/12/2012 Corso per Auditor / Lead Auditor Sicurezza OHSAS 18001 24 Genova 12/12/2012 Genova 12/12/2012 Genova 12-14/12/2012 Genova 13-14/12/2012 Genova 13-14/12/2012 Genova 18-19/12/2012 Gestione ambientale nella fabbricazione mediante saldatura 16 Genova 07-11/01/2013 Corso per International Welding Pratictioner (IWP) - Parte 3 - Modulo Fabbricazione -- Genova 14-18/01/2013 Corso per International Welding Engineer (IWE) - Parte 3 - Modulo Progettazione e calcolo -- Genova 14-18/01/2013 Corso per International Welding Technologist (IWT) - Parte 3 - Modulo Progettazione e calcolo -- Mogliano Veneto 21-25/01/2013 Corso per International Welding Technologist (IWT) - Parte 3 - Modulo Progettazione e calcolo -- Genova 28-01/02/2013 Corso per International Welding Specialist (IWS) - Parte 3 - Modulo Tecnologia della saldatura -- Corso sulla microsaldatura in elettronica - Corso per la ricertificazione in accordo alla specifica ECSS-Q-ST-70-28, Operatore (CAT. 3) e/o Ispettore (CAT. 2) Corso sulla microsaldatura in elettronica - Corso per la certificazione in accordo alla specifica ECSS-Q-ST-70-26, Operatore (CAT. 3) e/o Ispettore (CAT. 2) Corso sulla microsaldatura in elettronica - Corso per la certificazione in accordo alla specifica ECSS-Q-ST-70-30, Operatore (CAT. 3) e/o Ispettore (CAT. 2) Corso sulla microsaldatura in elettronica - Corso per la ricertificazione in accordo alla specifica ECSS-Q-ST-70-30, Operatore (CAT. 3) e/o Ispettore (CAT. 2) Corso per International Welding Engineer (IWE) - Parte 3 - Modulo Metallurgia e saldabilità Corso sulla microsaldatura in elettronica - Corso per la certificazione in accordo alla specifica ECSS-Q-ST-70-18, Operatore (CAT. 3) e/o Ispettore (CAT. 2) Corso sulla microsaldatura in elettronica - Corso per la ricertificazione in accordo alla specifica ECSS-Q-ST-70-18, Operatore (CAT. 3) e/o Ispettore (CAT. 2) Rivista Italiana della Saldatura - n. 5 - Settembre / Ottobre 2012 Ore 16 12 8 8 -12 8 Notiziario Corsi IIS di qualificazione per personale addetto alle PND di livello 1, 2 e 3 Luogo Data Modulo Base (MB) Ore Priolo 20-21/11/2012 Modulo di Base per livello 2 EN 473, ISO 9712, ASNT SNT-TC-1A 16 Genova 20-21/11/2012 Modulo di Base per livello 2 EN 473, ISO 9712, ASNT SNT-TC-1A 16 Luogo Data Esame Visivo (VT) Genova 22/11/2012 Modulo di Metodo (MM) per livello 2 EN 473, ISO 9712 8 Priolo 22/11/2012 Modulo di Metodo (MM) per livello 2 EN 473, ISO 9712 8 Genova 29-30/11/2012 Modulo Specifico (MS) Saldatura per livello 2 EN 473, ISO 9712 12 Priolo 29-30/11/2012 Modulo Specifico (MS) Corrosione e verniciatura 12 Luogo Data Esame Radiografico (RT) Genova 11-14/12/2012 Modulo di Metodo (MM) per livello 2 EN 473, ISO 9712 Luogo Data Esame Ultrasonoro (UT) Genova 19-23/11/2012 Modulo Specifico (MS) Operatore Tecniche Convenzionali 36 Mogliano Veneto 26-30/11/2012 Modulo Specifico (MS) Operatore Tecniche Convenzionali 36 Luogo Data Esame con Particelle Magnetiche (MT) Legnano 03-04/12/2012 Modulo di Metodo (MM) per livello 2 EN 473, ISO 9712 16 Mogliano Veneto 11-12/12/2012 Modulo di Metodo (MM) per livello 2 EN 473, ISO 9712 16 Luogo Data Esame con Liquidi Penetranti (PT) Legnano 05-06/12/2012 Modulo di Metodo (MM) per livello 2 EN 473, ISO 9712 16 Mogliano Veneto 13-14/12/2012 Modulo di Metodo (MM) per livello 2 EN 473, ISO 9712 16 Ore Ore 28 Ore Ore Ore Corsi IIS di specializzazione nelle imperfezioni di saldatura per personale addetto alle PND Genova 27-29/11/2012 Corso di specializzazione nelle imperfezioni di saldatura per personale addetto alle PND 24 Corsi di altre Società Luogo Data Titolo Organizzatore Roma 15-28/11/2012 Valutatori Sistemi di Gestione della Sicurezza AICQ - Centro Insulare www.aicqci.it Roma 19-21/11/2012 Corso di Qualificazione per Mystery Auditor: la norma UNI/TS 11312:2008 AICQ - Centro Insulare www.aicqci.it Roma 19-21/11/2012 Auditor / Responsabili Gruppo di Audit Interni di Sistemi di Gestione per la Qualità ANGQ www.angq.com Roma 19-23/11/2012 Auditor / Responsabili Gruppo di Audit di Sistemi di Gestione per la Qualità ANGQ www.angq.com Rivista Italiana della Saldatura - n. 5 - Settembre / Ottobre 2012 729 Notiziario 730 Notiziario Luogo Data Titolo Organizzatore Milano 20/11/2012 La valutazione dell’incertezza di misura UNI www.uni.com Torino 20-22/11/2012 Auditor / Responsabili Gruppo di Audit di Sistema di gestione Qualità - Modulo specialistico CERMET www.cermet.it Roma 26/11/2012 Organizzazioni di successo - UNI EN ISO 9004:2009 UNI www.uni.com Milano 26-28/11/2012 Auditor / Responsabili Gruppo di Audit di Sistema di gestione della Safety - Modulo specialistico CERMET www.cermet.it Milano 28/11/2012 La nuova norma UNI CEI EN ISO/IEC 17020:2012. Valutazione della conformità: requisiti per il funzionamento dei vari tipi di organismi che effettuano attività di ispezione UNI www.uni.com Milano 29/11/2012 Gestire l’organizzazione per processi: persone, attività, tempi e costi UNI www.uni.com Roma 29-30/11/2012 Auditor / Responsabili Gruppo di Audit CERMET www.cermet.it Roma 29-30/11/2012 L’approccio per processi e la redazione della documentazione del Sistema di Gestione per la Qualità: Manuale Qualità e Procedure ANGQ www.angq.com Roma 29-30/11/2012 La taratura e la conferma metrologica delle apparecchiature di misura UNI www.uni.com Milano 03/12/2012 Organizzazioni di successo - UNI EN ISO 9004:2009 UNI www.uni.com Roma 03/12/2012 Il miglioramento delle prestazioni di un’organizzazione: indicatori e strumenti ANGQ www.angq.com Roma 03-05/12/2012 La norma UNI EN ISO 9001:2008 e i Sistemi di Gestione per la Qualità AICQ - Centro Insulare www.aicqci.it Roma 06/12/2012 Controllo statistico del processo ANGQ www.angq.com Roma 07/12/2012 Processi affidati all’esterno: un’opportunità di miglioramento della partnership ANGQ www.angq.com Roma 07/12/2012 La nuova norma UNI EN ISO 19011:2012 - Linee guida per gli audit dei sistemi di gestione UNI www.uni.com Roma 10/12/2012 Audit interni sui Sistemi di gestione: La norma UNI EN ISO 19011:2003 e le tecniche di Auditing AICQ - Centro Insulare www.aicqci.it Roma 10-12/12/2012 Auditor/Responsabili Gruppo di Audit di Sistema di gestione Qualità - Modulo specialistico CERMET www.cermet.it Bologna 10-12/12/2012 Auditor / Responsabili Gruppo di Audit di Sistema di gestione della Safety - Modulo specialistico CERMET www.cermet.it Roma 11/12/2012 Gestione in qualità della progettazione Roma 11-12/12/2012 Audit interni di Sistemi di Gestione per la Qualità Roma 12/12/2012 I Piani di Controllo della Qualità: predisposizione, gestione ed utilizzo ANGQ www.angq.com Roma 13-14/12/2012 Corso Auditor Sistemi di Gestione per la Qualità AICQ - Centro Insulare www.aicqci.it Roma 14/12/2012 La misurazione della soddisfazione del cliente: processi e tecniche di supporto ANGQ www.angq.com Rivista Italiana della Saldatura - n. 5 - Settembre / Ottobre 2012 ANGQ www.angq.com AICQ - Centro Insulare www.aicqci.it Notiziario Mostre e Convegni Luogo Data Titolo Contatti Boston, MA 25–30/11/2012 2012 MRS Fall Meeting & Exhibit http://mrs.org/fall2012 [email protected] Centro Congressi FAST - Milano Italy 27/11/2012 Convegno “Robotica ed automazione dei processi in saldatura: quali alternative ai processi convenzionali?” www.iis.it [email protected] Düsseldorf, Germany 27-29/11/2012 Valve World Conference & Expo 2012 8th Biennal Valve World Conference and Exhibition www.valveworldexpo.com [email protected] Marina Bay Sands, Singapore 27-30/11/2012 OSEA 2012 - Asian Oil & Gas event www.osea-asia.com Okinawa, Japan 27-30/11/2012 21st International Acoustic Emission Symposium (IAES-21) http://iaes21.org [email protected] Mulhouse, Francia 28-29/11/2012 Espace Laser 2012, salon des procédés de fabrication innovants www.espace-laser.biz [email protected] Indian Institute of Technology Bombay Mumbai, India 01/12/2012 ASME 2012 Gas Turbine India Conference http://calendar.asme.org [email protected] Beijing, China 02-05/12/2012 International Conference on Nanojoining and Microjoining (NMJ 2012) www.nmj2012.com [email protected] Ekaterinbourg, Russia 04-06/12/2012 Welding, Monitoring and Diagnostics (Testing) 2012 http://eng.uv2000.ru [email protected] Hurghada, Egypt 10–13/12/2012 International Conference on Corrosion Mitigation and Surface Protection Technologies www.egy-corr.org [email protected] San Jose´, Costa Rica 11–13/12/2012 Symposium on Advanced Materials Science and Technology www.cicima.ucr.ac.cr/simposios [email protected] Lulea University of Technology, Sweden 12-14/12/2012 2nd International Workshop and Congress on Maintenance www.emaintenance2012.org [email protected] Beijing, China 20-21/12/2012 International Conference on Advanced Material and Manufacturing Science (ICAMMS 2012). www.icamms-conf.org [email protected] Galveston, Texas 07–10/01/2013 2013 Inspection Summit www.api.org [email protected] Dubai, Emirati Arabi 07–10/01/2013 Arabia Essen Welding & Cutting www.messe-duesseldorf.com [email protected] Orlando, FL 17–18/01/2013 3rd Annual NACE Nuclear Power Plant Coatings Symposium http://events.nace.org/conferences [email protected] Orlando, FL 19–31/01/2013 COMPOSITES 2013 www.compositesshow.org [email protected] Rivista Italiana della Saldatura - n. 5 - Settembre / Ottobre 2012 731 Gli occhi del padre, la bocca della madre. Il sorriso lo può ereditare da te. C o n u n T e s t a m e n t o p e r l ’ U N I C E F. Per i bambini più poveri del mondo la vita dipende da un vaccino, da acqua sicura, dalla possibilità di andare a scuola e di essere protetti da abusi e sfruttamento. Con un lascito all’UNICEF puoi dare loro tutto questo. Scopri come, richiedendo l’opuscolo informativo. Con il patrocinio e la collaborazione del Consiglio Nazionale del Notariato Invia questo coupon in busta chiusa o per fax a COMITATO ITALIANO PER L’UNICEF - ONLUS VIA PALESTRO, 68 00185 ROMA TEL. E FAX: 0647809263 www.unicef.it/lasciti Voglio ricevere gratuitamente l’opuscolo informativo su come fare testamento per l’UNICEF NOME COGNOME VIA CITTÀ N° PROV. CAP TEL. INFORMATIVA SULLA PRIVACY - I dati personali saranno trattati da Comitato Italiano per l’UNICEF Onlus - titolare del trattamento - Via Palestro 68, 00185 Roma (RM) per l’invio di materiale informativo sui lasciti testamentari a favore dell’UNICEF. Inoltre, previo consenso, i dati saranno trattati per informare su iniziative e progetti, per campagne di raccolta fondi e sondaggi. I dati saranno trattati, manualmente ed elettronicamente, esclusivamente dall’UNICEF e dai responsabili preposti a servizi connessi a quanto sopra; non saranno comunicati né diffusi e saranno sottoposti a idonee procedure di sicurezza. Gli incaricati del trattamento sono gli addetti a gestire i rapporti con i sostenitori effettivi o potenziali ed i sistemi informativi, al call center, all’organizzazione campagne di raccolta fondi, alla preparazione e invio materiale informativo. Ai sensi dell’art. 7, d. lgs 196/2003, si possono esercitare i relativi diritti fra cui consultare, modificare, cancellare i dati od opporsi al loro trattamento per fini di invio di materiale informativo rivolgendosi al titolare al suddetto indirizzo, presso cui è disponibile elenco dei responsabili del trattamento. Letta l’informativa, acconsento a ricevere informazioni su progetti UNICEF SÌ NO Dati IIS-Data “Saldatura al plasma” (2000-2011) Application and optimisation of the plasma-arc welding process with a powder filler metal in the case of the manufacture of joints on X6CrNiMoTi17-12-2, di CHRUSZEZ M. et al., «Schweissen und Schneiden» Gennaio 2000 pp. E17-E20. Acciai inossidabili austenitici; materiali d'apporto; microstruttura; ottimizzazione; polvere; saldatura al plasma. Variable polarity plasma arc welding of 6.35 mm aluminium alloys: parameter development and preliminary analysis di WOODWARD N. J. et al., «Science and Technology of W and J» Gennaio-Febbraio 2000 pp. 21-25. Leghe Al-Cu; leghe Al-Mg-Si; leghe d'alluminio; ottimizzazione; parametri di processo; polarità; saldatura a foro di chiave; saldatura al plasma. Alu-Plasmaschweissen: Gleich-oder Wechselstrom? (Soudage plasma de l'aluminium en courant continu ou alternatif) di DZELNITZKI D., «Technica/Soudure» N. 10 2000 pp. 44-53. Alluminio; condizioni di processo; confronti; saldatura al plasma; saldatura TIG. Expanding the range of application of the plasma-powder process in welding and surfacing (Svar. Proiz., N. 4/2000, pp. 28-30) di BAD'YANOV B. N. et al., «Welding International» Settembre 2000 pp. 734-736. Applicazioni; polvere; ricarica al plasma; saldatura al plasma. Technology of hardering rolling rolls by microplasma welding (Svar. Proiz., N. 6/2000, pp. 35-40) di SHAPARENKO A. V., «Welding International» Novembre 2000 pp. 913-917. Indurimento; indurimento superficiale; laminazione; microgiunzione; saldatura al plasma. Un'azione combinata di fascio laser e arco plasma di VERTEMATI A., «Deformazione» N. 71/2000 pp. 186-190. Parametri di processo; procedimenti combinati; saldatura al plasma; saldatura laser. Process control based on double-side image sensing of keyhole puddle for the VPPA welding of aluminium alloys di ZHONGHUA L. et al., «China Welding» LuglioDicembre 2000 pp. 143-151. Comando a retroazione; intelligenza artificiale; leghe d'alluminio; parametri di processo; saldatura a foro di chiave; saldatura al plasma; simulazione; sistemi di controllo; sistemi intelligenti. Control for weld penetration in VPPAW of aluminum alloys using the front weld pool image signal di ZHENG B. et al., «Welding Journal» Dicembre 2000 pp. 363s-371s. Bagno di fusione; intelligenza artificiale; leghe d'alluminio; operazioni in tempo reale; penetrazione; saldatura a foro di chiave; saldatura al plasma; sistemi di controllo; sistemi intelligenti. Rivista Italiana della Saldatura - n. 5 - Settembre / Ottobre 2012 733 5LFHUFKH%LEOLRJUDÀFKH Plasmaschweißen von Aluminiumlegierungen mit Pluspolung in hohen Leistungsbereichen (Plasma arc welding of aluminium alloys with reverse polarity in high power ranges) di DILTHEY U. e KABATNIK L., «Schweissen und Schneiden» Marzo 2001 pp. 156-161. Flange; giunti a sovrapposizione; giunti testa a testa; leghe Al-Mg; leghe d'alluminio; metallografia; parametri di processo; polarità; saldatura a foro di chiave; saldatura al plasma. Plasma welding (Review) di GVOZDETSKY V. S. e MAKARENKO N. A., «The Paton Welding Journal» Dicembre 2000 pp. 24-28. Apparecchiature; centrali elettriche; costruzioni elettriche; costruzioni navali; industria automobilistica; microgiunzione; recensione, rassegna; saldatura al plasma. Producing of combined components with permanent joints using plasma arc remelting of charge di LATASH YU. V. et al., «The Paton Welding Journal» Dicembre 2000 pp. 67-70. Composizione chimica; cromo; fusione; materiali dissimili; saldatura al plasma. Plasma arc torch with an oxide cathode di LAKOMSKY V. I., «The Paton Welding Journal» Dicembre 2000 pp. 70-74. Arco elettrico; catodo; ossidi; plasma; progettazione, concezione; ricarica al plasma; saldatura al plasma; spruzzatura al plasma; torce. Noncontact acoustic analysis monitoring of plasma arc welding di WANG Y. e ZHAO P., «The International Journal of PVP» V. 78, N.1/2001 pp. 43-47 . Acciai inossidabili; altri metodi di controllo non distruttivo; bagno di fusione; emissione acustica; saldatura a foro di chiave; saldatura al plasma; sistemi di controllo. Efflux plasma charge-based sensing and control of joint penetration during keyhole plasma arc welding di ZHANG S. B. e ZHANG Y. M., «Welding Journal» Luglio 2001 pp. 157s-162s. Comando a retroazione; penetrazione; preparazione dei giunti; saldatura a foro di chiave; saldatura al plasma; sensori. Flexible Prozessführung fördert das Plasmaschweissen (La conduite flexible du processus favorise le développement du soudage plasma) di UNDI T., «Technica/Soudure» N. 20/2001 pp. 46-50. Apparecchiature; saldatura al plasma; serbatoi di stoccaggio. Minimal deformation and internal stress in the production of geometrically complex components using contour-building powder layer pulse plasma welding di 734 Rivista Italiana della Saldatura - n. 5 - Settembre / Ottobre 2012 MATTHES K-J. e ALALUSS K., «Joining of Materials» Ottobre-Dicembre 2001 pp. 102-106. Condizioni di processo; deformazione; metallo depositato; parametri di processo; polvere; ricarica al plasma; saldatura ad arco ad impulsi; saldatura al plasma. Hybrid laser-microplasma welding of thin sections of metals di PATON B. E. et al., «The Paton Welding Journal» Marzo 2002 pp. 2-6. Apparecchiature; leghe Al-Mg; leghe d'alluminio; microgiunzione; parametri di processo; penetrazione; procedimenti combinati; saldatura al plasma; saldatura laser. A system for mechanized microplasma welding of honeycomb aluminium metal structures di PATON V. E. et al., «The Paton Welding Journal» Marzo 2002 pp. 32-36. Alluminio; apparecchiature; generatori di corrente per saldatura; meccanizzazione; microgiunzione; saldatura al plasma; strutture a nido d'api. Effect of polarity on the heat input into the nozzle of a plasma torch di SHCHITSYNV V. e YUYAZOVSKIKH M. «Welding International» Giugno 2002 pp. 485-487. Apporto termico specifico; corrente elettrica; fattori di influenza; parametri di processo; polarità; saldatura al plasma; torce; ugelli. Enhanced methods of heat sources in welding and plasma spraying (1st Report) - Overview of simple thermal plasma models di RONDA J. et al., «Transactions of JWRI» Gennaio-Giugno 2002 pp. 1-11. Condizioni di processo; flusso termico; generatori di corrente per saldatura; parametri di processo; proprietà fisiche; ricarica al plasma; saldatura al plasma; saldatura TIG; simulazione. Enhanced models of heat sources in welding and plasma spraying (2nd Report) - Examples of thermal plasma models di RONDA J. et al., «Transactions of JWRI» LuglioDicembre 2002 pp. 107-128. Bilancio energetico; calcolo; fisica dell'arco; generatori di corrente per saldatura; plasma; proprietà termiche; saldatura al plasma; saldatura TIG; simulazione; spruzzatura al plasma. Novel method of cooling plasma welding torch head di WU P. S. et al., «Science and Technology of W and J» Luglio-Agosto 2002 pp. 247-252. Distribuzione della temperatura; progettazione, concezione; raffreddamento; saldatura al plasma; torce. Wirtschaftlich Beschichten mit Plasma (Plaquage économique grâce au plasma) di SZIESLO U., «Technica/Soudure» N. 10 2003 pp. 76-80. Apparecchiature; Economia; Placcatura; Saldatura al plasma. 5LFHUFKH%LEOLRJUDÀFKH Plasma arc welding of the superalloys Inconel 625 and 718: parameter areas and mechanical properties di CASTRO M. B. G. et al., «Joining of Materials» N. 1/2 2003 pp. 1-8. Corrente elettrica; durezza; fattori di influenza; gas di protezione; gas-plasma; Inconel; parametri di processo; procedura di processo; proprietà meccaniche; prove di piegamento; prove di trazione; saldatura a foro di chiave; saldatura al plasma; supporto al rovescio; velocità. parametri di processo; polarità; rame; saldatura al plasma; tubi; tungsteno. Plasma welding of aluminium alloys di SHCHITSYN YU D. «Welding International» Ottobre 2003 pp. 825-832. Automazione; leghe Al-Mg; leghe d'alluminio; microstruttura; ricarica al plasma; riparazione; saldatura al plasma. Saldatura strutturale di tubi di elevato spessore con tecnica PAW keyhole e finitura con polveri di MARCONI M. e MARCONI B., «Rivista Italiana della Saldatura» Novembre-Dicembre 2004 pp. 813-830. Acciai ad alta lega; alta temperatura; grosso; pezzi fusi; polvere; saldatura a foro di chiave; saldatura al plasma; spessore; tubi. Effect of process parameters of micro-plasma arc welding on morphology and quality in stainless steel edge joint welds di TSENG K. H. et al., «Science and Technology of W and J» Novembre-Dicembre 2003 pp. 423-430. Acciai inossidabili austenitici; confronti; corrente elettrica; forma della saldatura; gas di protezione; microgiunzione; parametri di processo; qualità; saldatura al plasma; saldatura TIG; velocità. Optimisation of gas shielding in plasma welding di SHARAPOV M. G., «Welding International» Novembre 2003 pp. 886-889. Calcolo; flusso; gas di protezione; ottimizzazione; saldatura al plasma; torce. Cathodic cleaning in variable polarity plasma arc welding of aluminum alloys di KEXUAN C. et al., «China Welding» Luglio-Dicembre 2003 pp. 168-170. Leghe d'alluminio; parametri di processo; polarità; preparazione superficiale; saldatura al plasma. Pulsed plasma arc cladding di JINGLONG L. et al., «China Welding» Gennaio-Giugno 2004 pp. 7-10. Generatori di corrente per saldatura; placcatura; saldatura ad arco ad impulsi; saldatura al plasma; saldatura al plasma con arco trasferito. Development of a tungsten cathode for microplasma welding of components with reversed polarity current di AN'SHAKOV A. S. et al., «Welding International» Agosto 2004 pp. 641-645. Alluminio; catodo; controllo automatico; corrente elettrica; microgiunzione; microstruttura; operazione manuale; Generalization of formula of K. K. Khrenov for determination of temperature of welding arc plasma di PENTEGOV I. V., «The Paton Welding Journal» Agosto 2004 pp. 48-50. Calcolo; distribuzione della temperatura; misura; modelli di calcolo; pressione; saldatura al plasma; temperatura. Auf Schweissgas und zusatzwerkstoff kommt es an (L'importance du gaz de soudage et du matériau d'apport) di GÖBEL M., «Technica/Soudure» N. 1-2 2005 pp. 47-48. Fattori di influenza; gas; gas di protezione; materiali d'apporto; saldatura al plasma. Verificação do efeito das principais variáveis do processo a plasma e modelagem da geometria de... (Verification of the effect of the principal plasma process variables and weld bead geometry modelling for keyhole welding of stainless steel 304L) di RICHETTI A. et al., «Soldagem & Inspecao» Marzo 2004 pp. 129-135. Acciai inossidabili austenitici; corrente elettrica; fattori di influenza; forma della saldatura; parametri di processo; saldatura a foro di chiave; saldatura al plasma; simulazione; varianti dei procedimenti; velocità. Improving the energy efficiency of plasma welding di REDCHITS A. V. et al., «Welding International» Gennaio 2005 pp. 62-64. Produttività; saldatura al plasma. Manual keyhole plasma arc welding with application (AISI 316) di LI X. R. et al., «Welding Journal» Dicembre 2011 pp. 258s-264s. Acciai inossidabili; acciai inossidabili austenitici; controllo non distruttivo; controllo visivo; corrente elettrica; modelli di calcolo; parametri di processo; penetrazione; radiografia; saldatura al plasma; tensione elettrica; tubi. Rivista Italiana della Saldatura - n. 5 - Settembre / Ottobre 2012 735 5LFHUFKH%LEOLRJUDÀFKH 736 Rivista Italiana della Saldatura - n. 5 - Settembre / Ottobre 2012 Elenco degli Inserzionisti -605-606 -------626 -626+682 ----716 589 -650 --4a di copertina ------------------618 -717 -708 737 ----692 -604 -----661 700 --- 722 710 ---603 ------709 -594 691 ----------625 ---696 640 639 ACS ACAI AEC TECHNOLOGY AIPND AIR LIQUIDE WELDING ANASTA ANDIT AUTOMAZIONE AQM ASG Superconductors ASSOMOTORACING BERKENHOFF BIT BÖHLER WELDING GROUP ITALIA CAPILLA CEA CEBORA CGM TECHNOLOGY COM-MEDIA COMMERSALD DRAHTZUG STEIN DVC - DELVIGO COMMERCIALE EDIBIT EDIMET ESAB SALDATURA ESARC ETC OERLIKON EUROCONTROL F.B.I. FIERA ACCADUEO FIERA AFFIDABILITA’ & TECNOLOGIE FIERA AIRET FIERA BIAS FIERA BIMEC FIERA BI-MU FIERA BIMU-MED FIERA DI ESSEN FIERA EUROBLECH FIERA EXPOLASER FIERA EXPOMECCANICA FIERA LAMIERA FIERA LASER WORLD OF PHOTONICS FIERA MCM FIERA MECSPE FIERA METEF FIERA MOTORSPORT EXPOTECH FIERA SAMUMETAL FIERA SEATEC FIERA SEP FIERA TEKNOMOTIVE FIERA TT EXPO FIERA VENMEC FONDAZIONE ALDINI VALERIANI FRO-AIR LIQUIDE Welding Italia GE INSPECTION TECHNOLOGIES GILARDONI HARMS & WENDE HENKEL ITALIA HYPERTHERM Europe B.V. IGUS INE ITW LANSEC ITALIA LINCOLN ELECTRIC ITALIA LINK INDUSTRIES MEDIAPOINT & COMMUNICATIONS MEDIAVALUE MESSER ITALIA NDT ITALIANA OLYMPUS ITALIA ORBITALUM TOOLS OUTOKUMPU OXYTURBO PUBLITEC RANDSTAD GROUP ITALIA REMASALD RIVISTA MECCANICA & AUTOMAZIONE RIVISTA TECN’È RIVISTA U & C RIVOIRA SALDOBRAZ ENGINEERING SRL SALTECO SANDVIK ITALIA SAPIO SELCO SE.MAT SEMAT EQUIPMENT SIAD SIGMA INTERNATIONAL SINCOSALD SMART N.D.T. 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