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Editoriale
Ma cos’ è
questa crisi …?
L
e informazioni generaliste di giornali, telegiornali e trasmissioni affini,
che divulgano, semplificandole, informazioni più specialistiche, sostengono
l’esistenza in questo Paese di una crisi
profonda, di durata incerta ma non
breve, la cui causa prima risiederebbe
nei pasticci finanziari degli americani e
la cui diffusione nel mondo dipenderebbe dalla globalizzazione della finanza
e dell’economia.
D’altro canto, osservazioni ed esperienze più personali, di ciascuno di noi,
registrano anche segnali di segno
opposto: i saldi di fine anno hanno
venduto molto bene, i ristoranti sono
affollati come sempre ed i vacanzieri
sono in piena attività.
Ma?!
Temo tuttavia che l’argomento presenti
aspetti più complessi, sia per quanto
riguarda la prospettiva economica che
quella sociologica.
Per quanto concerne l’economia, semplificando molto, esistono due scuole di
18
Riv. Ital. Saldatura - n. 1 - Gennaio / Febbraio 2009
pensiero che si propongono, in alternativa, per la gestione dei cicli economici
(crisi e successiva ripresa): quella interventista di John Maynard Keynes e
quella liberista di Ludwig von Mises.
La prima ritiene che il mercato non sia in
grado da solo di evitare prima, e di risolvere poi, le crisi che comportamenti
impropri degli operatori economici
hanno determinato e che pertanto siano
necessari interventi pubblici al fine di
gestire in modo proprio (ovvero in modo
quanto più indolore e breve) la successiva ripresa. La mano invisibile di Adam
Smith non esiste.
La seconda, al contrario, ritiene che la
mano invisibile di Adam Smith esista e
che, pertanto, gli interventi pubblici nel
mercato siano distorsivi e contribuiscano
ad aggravare le inevitabili crisi (del resto
salutari, in quanto volte a ripulire il
mercato stesso dalle conseguenze negative di fatalità, errori ed inefficienze) ed
a renderle più lunghe e più sofferte.
La crisi del 1929 ed il successivo “New
Deal” rooseveltiano sono presi sovente
ad esempio per sostenere le tesi opposte.
Entrambe le scuole hanno raccolto e raccolgono economisti di chiara fama
(compreso qualche premio Nobel) e tuttavia la prima ha un numero maggiore di
sostenitori, perché più solidale, più considerativa delle possibilità di azione dei
vertici politici e, pertanto, poco propensa
alla selezione naturale che è sempre elettoralmente sconveniente (gli unici spazi
di selezione naturale rimasti riguardano
i barbieri ed i bottegai in genere, i professionisti, gli artigiani ed i piccoli
imprenditori, ai quali il concetto di precarietà sembra addirsi meno). Ovviamente in carenza di selezione, si producono, in termini termodinamici, anche
effetti entropici che distolgono dal
lavoro utile porzioni significative del-
l’energia disponibile (ad esempio, ma
non solo, i sostegni alla compagnia di
bandiera ed al settore dell’auto).
Per quanto concerne la sociologia,
invece, il problema sembra afferire al
modello di società in essere: ovvero la
società dei consumi. Dove gli individui
assumono valenza in quanto consumatori e, pertanto, insostituibili sostenitori
di un processo produttivo che costituisce
l’altra metà del ciclo produzioneconsumo. Da qui il sostegno della
domanda che sostiene la produzione.
E tuttavia in una società come quella in
cui viviamo, ad elevata produttività e,
per certi versi, esausta di consumi (per
quanto non equamente distribuiti), la
vecchia legge di Jean Baptiste Say, per
cui ogni produzione genera un reddito di
importo equivalente in grado di creare la
propria domanda, ha smesso di funzionare da un pezzo.
Davvero non esistono altri modelli
sociali compatibili con la sofisticazione
della nostra civiltà e con la globalizzazione universale? Ai sociologi la risposta
(un tempo si diceva “da un milione di
dollari”).
Forse, dopo aver adottato per lungo
tempo le ragioni della più simpatica
cicala, potrebbe essere interessante valutare anche quelle della più antipatica
formica. Chissà!
In conclusione, una possibile risposta al
quesito iniziale è che la crisi presente è
di tipo un po’ speciale (la prima di una
nuova serie?) che interessa più profondamente il modello sociale e che non
dispone di progetti di risoluzione condivisi.
La discussione sull’argomento riguarderà senza dubbio gran parte di questo
secolo.
Dott. Ing. Mauro Scasso
Segretario Generale IIS
ANNO LXI
Gennaio-Febbraio 2009
Pubblicazione bimestrale
DIRETTORE RESPONSABILE: Ing. Mauro Scasso
REDATTORE CAPO: Geom. Sergio Giorgi
REDAZIONE: Sig.ra Deborah Testoni, P.I. Maura Rodella
PUBBLICITÀ: Sig. Franco Ricciardi
Sommario
Articoli
21
33
39
Organo Ufficiale
dell'Istituto Italiano della Saldatura
Abbonamento annuale 2009:
Italia: .......................................... € 90,00
Estero: ........................................ € 155,00
Un numero separato: ................ € 20,00
La Rivista viene inviata gratuitamente ai Soci
dell’Istituto Italiano della Saldatura.
Direzione - Redazione - Pubblicità:
Lungobisagno Istria, 15 - 16141 Genova
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Registrazione al ROC n° 5042 - Tariffa R.O.C.: “Poste
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strettamente connesse e strumentali all’invio della
pubblicazione e ad eventuali comunicazioni ad esse correlate.
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55
65
75
1
Le giunzioni saldate negli impalcati da ponte: normative, confronti, esempi
applicativi – E. MAIORANA
La norma UNI EN 15085: “Applicazioni ferroviarie. Saldatura dei veicoli ferroviari
e dei relativi componenti” – S. MORRA
Tecniche neutroniche per lo sviluppo dei metodi progettuali di saldatura –
M. ROGANTE
Evoluzione della normativa nella qualificazione e nella certificazione del personale
e delle procedure di saldatura e taglio con sorgenti laser – M. MURGIA,
L. TIMOSSI
La resistenza a fatica delle strutture saldate secondo gli Eurocodici – B. ATZORI,
G. MENEGHETTI, M. RICOTTA
International Institute of Welding (IIW)
Developments in NDT for detecting imperfections in friction stir welds in
aluminium alloys – T. SANTOS, P. VILAÇA, L. QUINTINO
IIS Didattica
La saldatura dello zirconio
Rubriche
87
Scienza e Tecnica
Il nuovo approccio al controllo dei tubi di scambiatori di calore con
apparecchiature “Multi-Technology” – F. BRESCIANI
89
IIS News
Comitato Direttivo
ESI Italia – “Welding Distortion Workshop”
Progetto di Formazione Professionale Europea EuroData
91
Normativa Tecnica
Problematiche legate al ritiro di norme UNI a seguito dell’emissione di norme
europee sullo stesso argomento – S. GIORGI
93
Salute, Sicurezza e Ambiente
Nostalgie delle “Sorelle 626 e 494” – T. LIMARDO
95
In memoria
Ezio Annettoni
97
Dalle Aziende
103
Notiziario
Letteratura tecnica
Codici e norme
Corsi
Mostre e convegni
113
Ricerche bibliografiche da IIS-Data
Criccabilità da tensocorrosione
120
Elenco degli Inserzionisti
In copertina
L’ European Federation for Welding, Joining and Cutting (EWF) e l’ Istituto Italiano della Saldatura (IIS)
invitano gli interessati alle tecnologie di giunzione mediante saldatura a partecipare a EUROJOIN 7 / GNS5,
la settima edizione del Congresso Europeo sulle Tecnologie di Giunzione che si terrà, in abbinamento alla
quinta edizione delle Giornate Nazionali di Saldatura (GNS5), al Palazzo del Casinò di Venezia Lido il 21 e
22 Maggio 2009.
I lavori si articoleranno in sei sessioni tecniche parallele ed in sei Corsi tecnici su argomenti specifici.
Completa la manifestazione una sessione poster ed una esposizione riservata agli sponsor.
L’Istituto Italiano della Saldatura ha già organizzato, per conto dell’ EWF, la seconda edizione di Eurojoin a
Firenze nel 1994 e da allora ne sono state tenute con successo altre quattro edizioni.
In questa settima edizione saranno presentate congiuntamente esperienze italiane ed europee che potranno
così essere valutate e discusse dagli esperti presenti.
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Le giunzioni saldate negli impalcati
da ponte: normative, confronti,
esempi applicativi
E. Maiorana *
Sommario / Summary
La nota, prendendo spunto dalla emanazione del DM 14.01.08
“Norme tecniche per le costruzioni”, mette a confronto i
criteri di verifica delle unioni saldate, in particolare delle
giunzioni a cordone d’angolo. Oltre alla recente normativa
italiana si riportano i risultati seguendo i criteri delle Istruzioni del Consiglio Nazionale delle Ricerche e i criteri di
verifica dell’Eurocodice 3 Parte 1-8 dal titolo “Progettazione
dei collegamenti”.
Mentre le Istruzioni CNR prescrivono la più elevata altezza di
gola minima, l’Eurocodice 3 prescrive il valore minore di
gola. In particolare quest’ultimo consente di adottare il
“metodo direzionale” o il “metodo semplificato”. Quest’ultimo fornisce un valore notevolmente inferiore al primo.
Il DM 14.01.08 si colloca tra i due precedenti riferimenti normativi; infatti il Decreto Ministeriale riprende in parte il
Metodo 1 dell’Eurocodice 3, consente di adottare il metodo
semplificato e introduce una terza verifica la quale fornisce il
medesimo risultato delle Istruzioni CNR.
Dal punto di vista costruttivo, le differenze riscontrate
possono influire sul processo produttivo; infatti, ad esempio,
per assicurare il cordone minimo, da una procedura a passata
unica può essere necessario passare a un multipass con un
significativo incremento delle ore di saldatura.
The note, moving from the recent emanation of the Italian
DM 14.01.08 “Norme tecniche per le costruzioni” (Technical
standards for constructions), compares the verification crite*
ria of the welded joints, particularly the fillet welded joints.
In addition to the recent Italian legislation, it will show the
results following the criteria of the Instructions of the Italian
CNR (National Research Council) and the criteria of the
Eurocode 3 Part 1-8 titled “Design of joints”.
While the Instructions CNR require the higher minimum
height of the throat, the Eurocode 3 prescribes the lower
throat. In particular, the Eurocode allows to adopt the
“Directional method” or the “Simplified method”. The latter
provides a value substantially less than the first.
The DM 14.01.08 gives results which values are between the
previous two, in fact the Ministerial Decree takes in part the
Method 1 of the Eurocode 3, allows to adopt the semplified
method and introduces a third Method which provides the
same result of the Instructions CNR.
From a constructive point of view, the differences of the
design results may affect the production processes, in fact, for
example, to ensure the minimum fillet weld, from a single
pass procedure to a multipass could significantly increase the
global welding time.
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Riv. Ital. Saldatura - n. 1 - Gennaio / Febbraio 2009
21
E. Maiorana - Le giunzioni saldate negli impalcati da ponte: normative, confronti, esempi applicativi
1. Introduzione
In un articolo precedente [1] si era fatto
riferimento all’Eurocodice 3 Parte 1-8
“Progettazione dei collegamenti” [2]
come parte derivata dalla Parte 1-1
“Regole generali e regole per gli edifici”
[3], riportando un confronto applicativo
di una giunzione bullonata con la normativa italiana (Istruzioni CNR UNI 10011
[4]) e altre normative internazionali
(AASHTO, British Standard, DIN).
Alla luce dell’emanazione delle recenti
“Norme tecniche per le costruzioni”
(emanate con il DM 14.01.08 [5]), si è
ritenuto opportuno riproporre l’argomento giunzioni, nello specifico le giunzioni saldate.
Il tema, di per sé, per la complessità
degli aspetti coinvolti (procedimenti,
progettazione, controlli, metallurgia,
ecc.) richiederebbe sicuramente uno
spazio ben maggiore e una trattazione
più ampia (si pensi ad esempio alla
fatica e alle connessioni di questa con la
meccanica della frattura).
Nell’articolo saranno quindi richiamati
alcuni aspetti salienti del processo di
saldatura e analizzate le possibilità
attualmente a disposizione del progettista che intenda realizzare una giunzione
saldata con la normativa vigente in
Italia, prima di tutto facendo riferimento
alle “Norme tecniche per le costruzioni”, quindi, se non diversamente specificato in essa, alle indicazioni riportate
negli Eurocodici strutturali e, ad integrazione, alle Istruzioni e documenti
tecnici del Consiglio Nazionale delle
Ricerche (ed eventualmente altri codici
internazionali che garantiscano livelli di
sicurezza non inferiori ai riferimenti
tecnici citati).
L’evoluzione dei processi di saldatura ha
permesso un rapido aggiornamento delle
tecniche esecutive anche a scapito di
metodologie tradizionali (ad esempio la
rivettatura degli aerei sostituita dalla saldatura ad attrito).
Di seguito, si farà accenno solo ai processi di applicazione attualmente utiliz-
22
Riv. Ital. Saldatura - n. 1 - Gennaio / Febbraio 2009
zati in carpenteria metallica per le strutture civili. Lo scopo principale della presente nota è quello di confrontare i risultati ottenibili utilizzando un codice
piuttosto che un altro per il calcolo dei
cordoni d’angolo di un tipico giunto
saldato a T. Dal punto di vista costruttivo, le differenze riscontrate possono
influire notevolmente nel processo produttivo; infatti, ad esempio, per assicurare il cordone minimo, da una procedura
a passata unica può essere necessario
passare a un multipass con un significativo incremento delle ore di saldatura. È
quindi importante non sottovalutare
queste leggere differenze tra i riferimenti
normativi a disposizione dei progettisti.
2. Processi di saldatura
tradizionali
2.1 Saldatura in officina
Le Istruzioni CNR citano i seguenti processi di saldatura utilizzabili:
• saldatura manuale ad arco con elettrodi rivestiti;
• saldatura automatica ad arco som-
merso;
• saldatura automatica o semiautomatica sotto gas di protezione (CO 2 o
sue miscele);
• altro processo di saldatura la cui attitudine a garantire una saldatura pienamente efficiente deve essere verificata mediante prove di qualifica quali
radiografie, prove di rottura del
giunto, resistenza a trazione su giunti
testa a testa, prove di piegamento trasversali, resilienza.
L’Eurocodice riporta i seguenti processi
di saldatura utilizzabili:
• saldatura ad arco con elettrodi rivestiti;
• saldatura ad arco con filo animato
(senza gas di protezione);
• saldatura ad arco sommerso;
• saldatura MIG (“metal inert gas”);
• saldatura MAG (“metal active gas”);
• saldatura con filo animato (con gas di
protezione attivo);
• saldatura TIG (“tungsten inert gas”).
La denominazione dei processi di
saldatura secondo la UNI EN ISO 4063
[6] e la ASME [7] è riportata nella
Tabella I.
TABELLA I - Processi di saldatura e relativa denominazione.
UNI EN
ISO 4063
ASME “Boiler and
Pressure Vessel”
Saldatura con elettrodi rivestiti
111
SMAW
Saldatura ad arco sommerso con filo elettrodo
121
SAW
Saldatura MIG/MAG (filo pieno)
131/135
GMAW
Saldatura MIG/MAG (filo animato)
136/137
FCAW
Saldatura TIG
141
GTAW
Saldatura al plasma
15
PAW
Saldatura a punti
21
RSW
Saldatura a rulli
22
RSEW
Saldatura a rilievi
23
PW
Saldatura ossiacetilenica
311
OAW
Saldatura ad attrito
42
FRW
Saldatura a fascio elettronico
51
EBW
Saldatura Laser
52
LBW
Saldatura a elettroscoria
72
ESW
Saldatura a elettrogas
73
EGW
Processo
E. Maiorana - Le giunzioni saldate negli impalcati da ponte: normative, confronti, esempi applicativi
2.1.1 Un caso di saldatura di lamiere a
grosso spessore
La realizzazione di un’opera passa attraverso la trasformazione delle lamiere,
anche di notevole spessore, tramite delle
lavorazioni suddivisibili in tre macroattività: la prima riguarda le pre-lavorazioni, la seconda l’assiemaggio, la terza
la saldatura.
La pre-lavorazione ha inizio con il taglio,
tramite ossitaglio, delle lamiere secondo
le indicazioni fornite dall’Ufficio Tecnico
tramite dei “piani di taglio” (Fig. 1).
I piani di taglio hanno lo scopo di individuare la collocazione di ogni singolo
pezzo all’interno della singola lamiera.
È necessario, infatti, da una parte ridurre
il più possibile gli sfridi e dall’altra consentire la rintracciabilità delle lamiere
d’origine, certificate dal produttore,
rispetto agli elementi finali. Da ogni
lamiera sono ricavati i pezzi che verranno, nella fase successiva, assemblati
dai carpentieri, secondo le indicazioni
fornite dall’Ufficio Tecnico tramite dei
“normalini di officina”, per realizzare la
struttura in progetto.
A seguire, i bordi degli elementi sono
cianfrinati alla macchina utensile per
realizzare giunti saldati a completa e a
parziale penetrazione durante la fase di
saldatura (Fig. 2); infine il materiale
viene sabbiato con graniglia metallica
per pulire le superfici e staccare la calamina (sabbiatura grado SA 2.5).
La fase successiva è quella dell’assiemaggio dei vari elementi da parte di
carpentieri esperti che, sulla base delle
indicazioni riportate nei “disegni costruttivi”, assemblano i macro elementi
rispettando rigorosamente le tolleranze
richieste che devono essere compatibili
con quelle relative all’opera finita e in
conformità a quanto previsto dalle correnti norme europee relative alle costruzioni in acciaio (ex UNI ENV 1090).
Le giunzioni saldate sono eseguite
tramite l’utilizzo di impianti automatici
ad arco sommerso a teste contrapposte
oppure manualmente per gli elementi
secondari o in posizioni difficilmente
raggiungibili dai macchinari (Fig. 3).
Altre attività riguardano la foratura, ove
necessario. Ad esempio, la Figura 4
mostra la foratura di elementi nei quali
saranno inseriti dei perni per realizzare
un meccanismo strutturale idoneo a sollevamenti eccezionali.
Prima di lasciare lo stabilimento produttivo per il cantiere di assiemaggio e la
messa in opera, i pezzi sono sottoposti a
sabbiatura finale per pulire le superfici e
costituire un idoneo aggrappaggio nella
successiva fase di verniciatura (Fig. 5).
La verniciatura, per conferire una
idonea protezione delle superfici metalliche e garantire durabilità rispetto ai
fenomeni di corrosione in ambiente
inquinato e/o marino, è data a più mani
Figura 1 - Taglio delle lamiere.
a)
b)
Figura 2 - a) Bordi cianfrinati; b) giunzioni saldate a piena penetrazione.
Riv. Ital. Saldatura - n. 1 - Gennaio / Febbraio 2009
23
E. Maiorana - Le giunzioni saldate negli impalcati da ponte: normative, confronti, esempi applicativi
(per la prima mano di primer usualmente
è utilizzato zincante inorganico, con
spessore del film secco di almeno
50 μm). La mano finale è quella che
conferisce l’aspetto definitivo alla strut-
tura (Fig. 6). Accanto all’attività di realizzazione dell’opera vi sono i controlli
di Qualità, secondo gli standard della
UNI EN ISO 9001 [8], affidati alla competenza del personale interno del-
a)
b)
Figura 3 - a) Saldatura automatica; b) saldatura manuale.
a)
b)
Figura 4 - a) Foratura; b) dettaglio elementi forati.
a)
Figura 5 - a) Assemblaggio; b) prima mano di verniciatura.
24
Riv. Ital. Saldatura - n. 1 - Gennaio / Febbraio 2009
b)
l’azienda, eventualmente, su richiesta
contrattuale, con il sopralluogo di una
Terza Parte (organismo di Certificazione
accreditato) che con cadenza periodica
svolge, durante la produzione, i controlli
E. Maiorana - Le giunzioni saldate negli impalcati da ponte: normative, confronti, esempi applicativi
a)
b)
Figura 6 - a) Ultima mano verniciatura; b) elemento pronto per la spedizione in cantiere.
delle saldature (visivo, magnetoscopico,
ultrasonoro, radiografico) e delle geometrie.
Tra le problematiche specifiche del
lavoro citato nelle figure precedenti, si
segnalano quelle inerenti agli elevati
spessori delle lamiere, alla qualità dei
materiali (S 690 QL), alle tolleranze previste per le lavorazioni e alla movimentazione delle grandi masse in gioco.
2.2 Saldatura in cantiere
Premesso che le Istruzioni CNR, al paragrafo “Unioni saldate” del capitolo
“Regole pratiche di progettazione ed
esecuzione”, prescrivono che il progetto
debba essere studiato col criterio di limitare per quanto possibile le saldature in
opera, a titolo di esempio si riportano
alcune immagini relative a un caso di
saldatura in cantiere di trave portante di
impalcato.
La Figura 7 illustra il fissaggio dei lembi
da saldare mediante “clamps”. Una volta
assicurato il mantenimento di una
distanza dei lembi costante definita per
tutta l’altezza della giunzione si procede
con la saldatura manuale (Fig. 8).
Figura 7 - Giunzione testa a testa di trave.
Figura 8 - Fasi di saldatura manuale in cantiere.
Da notare nelle Figure 7 e 8 che la prima
mano di primer (colore grigio) è stata
data a tutta la superficie bagnata del
ponte eccetto nella zona dove è prevista
la saldatura in opera.
Infatti i bordi cianfrinati e le superfici
interessate da saldatura in cantiere sono
di regola protette con speciale primer
saldabile (5±10 μm).
A ponte completamente assemblato si
procede con le mani di verniciatura
finali (Fig. 9).
Riv. Ital. Saldatura - n. 1 - Gennaio / Febbraio 2009
25
E. Maiorana - Le giunzioni saldate negli impalcati da ponte: normative, confronti, esempi applicativi
I rulli fungono anche da elettrodi consentendo il passaggio della corrente
(Fig. 12).
Da citare, infine, la saldatura per scintillio effettuata tramite contatto elettrico di
due particolari elettrodi e l’applicazione
di una pressione tra gli stessi.
4. Normativa
Figura 9 - Opera verniciata e collocata nel sito di servizio.
3. Processi di saldatura
speciali
dove
R è la resistenza data dal materiale da
saldare posto tra i due elettrodi
I è la corrente
t è il tempo.
La pressione applicata gioca un ruolo
determinante nel far sì che la resistenza
nell’interfaccia tra l’elettrodo e la
lamiera si riduca rispetto alla resistenza
all’interfaccia tra le lamiere.
Il calore prodotto per effetto Joule dal
passaggio della corrente fa sì che si
ottenga una saldatura a forma di
“bottone” con un sottile guscio plastico
tra il nocciolo portato a fusione e il piano
di contatto con il materiale base. Un’eccessiva pressione agli elettrodi può
portare all’esplosione del guscio e alla
fuoriuscita del metallo fuso.
Si parla quindi di saldatura per punti,
tenendo conto che si deve mantenere una
certa distanza tra un punto e il successivo (Fig. 10).
In alternativa, sempre con lo stesso principio operativo, è stata messa a punto la
saldatura a rilievi, la quale prevede una
lavorazione preliminare di una delle
lamiere per creare dei rilievi (Fig. 11).
È anche possibile ottenere saldature continue lineari tramite l’utilizzo di appositi
rulli attraverso i quali passano le due
lamiere da giuntare.
Figura 10 - Saldatura a resistenza.
Figura 11 - Saldatura a rilievi.
Tra i vari processi di saldatura affermatesi e perfezionati negli ultimi anni, si
riporta di seguito una breve descrizione
riguardante la saldatura a resistenza o
per fusione in quanto espressamente
citata nelle Istruzioni per l’applicazione
delle “Norme tecniche per le costruzioni” [9].
Una descrizione del processo e delle sue
tappe fondamentali è riportata in [10].
3.1 Saldatura a resistenza
Si tratta di una saldatura autogena per
pressione, nella quale non viene utilizzato
materiale d’apporto. Il processo di saldatura avviene applicando due elettrodi
conduttori di corrente sulle lamiere da
saldare poste in sovrapposizione. Il calore
prodotto per effetto Joule dal passaggio
della corrente si calcola con la formula
Q = R · I2 · t
26
Riv. Ital. Saldatura - n. 1 - Gennaio / Febbraio 2009
Le normative considerate per la comparazione dell’altezza di gola minima per
la giunzione saldata sono le seguenti:
• CNR 10011/97 - Costruzioni in
acciaio. Istruzioni per il calcolo,
l’esecuzione, il collaudo e la manutenzione.
• DM 14 Gennaio 2008 - Norme tecniche per le costruzioni.
• Istruzioni per l’applicazione delle
“Norme tecniche per le costruzioni”
di cui al DM 14 Gennaio 2008 (bozza
aggiornata al 7 Marzo 2008).
• UNI EN 1993-1-8 Eurocodice 3 Progettazione delle strutture di
acciaio. Parte 1-8: Progettazione dei
collegamenti.
5. CNR 10011/97
5.1 Giunti testa a testa o a T a completa
penetrazione
Per il calcolo delle tensioni, derivanti da
azioni di trazione o compressione agenti
normalmente all’asse della saldatura o
da azioni di taglio, deve essere considerata come sezione resistente la sezione
longitudinale della saldatura stessa; ai
fini del calcolo essa ha come lunghezza
quella intera della struttura e come larghezza il minore dei due spessori collegati, misurato in vicinanza della saldatura, per i giunti di testa e lo spessore
dell’elemento a completa penetrazione
nel caso di giunti a T.
Figura 12 - Saldatura con rulli.
E. Maiorana - Le giunzioni saldate negli impalcati da ponte: normative, confronti, esempi applicativi
Per il calcolo delle tensioni, derivanti da
azioni di trazione o compressione parallele all’asse di saldatura, deve essere
considerata come sezione resistente
quella del pezzo saldato ricavata normalmente all’asse predetto (cioè quella del
materiale base più il materiale d’apporto).
La classe di pertinenza fa riferimento
all’effettuazione del giunto con determinati elettrodi e al soddisfacimento dell’esame radiografico con i risultati
richiesti dai raggruppamenti della normativa di riferimento (B della UNI 7278
per la I classe testa a testa e F per la
II classe).
La verifica di sicurezza è soddisfatta
qualora la tensione ideale ricavata combinando le singole componenti della tensione secondo il criterio di Von Mises
(Eq. 1)
(1)
sia inferiore ai valori delle limitazioni
nella Tabella II.
è la tensione di trazione o compressione normale alla sezione longitudinale della saldatura
è la tensione di trazione o compressione parallela all’asse della saldatura
è la tensione tangenziale nella
sezione longitudinale della saldatura.
5.2 Giunti a cordoni d’angolo
Per il calcolo delle tensioni, derivanti da
azioni di trazione o compressione
normali all’asse della saldatura o da
azioni di taglio secondo detto asse, deve
essere considerata come sezione resistente la sezione di gola del cordone di
saldatura; ai fini del calcolo essa ha
come lunghezza L quella intera del
cordone, purché questo non abbia estremità palesemente mancanti o difettose, e
come larghezza a l’altezza del triangolo
iscritto nella sezione trasversale del
cordone.
TABELLA II - Limitazioni alla Eq. 1.
t ≤ 40 mm
t > 40 mm
N/mm2
N/mm2
≤ fd
235 (S235)
275 (S275)
355 (S355)
210 (S235)
250 (S275)
315 (S355)
I classe
≤ 0.85 · fd
200 (S235)
234 (S275)
302 (S355)
178 (S235)
212 (S275)
268 (S355)
II classe
Eventuali tensioni σ || di trazione o di
compressione presenti nella sezione trasversale del cordone, inteso come parte
della sezione resistente della membrana,
non devono essere prese in considerazione ai fini della verifica del cordone
stesso.
Il calcolo convenzionale delle tensioni
deve essere eseguito ribaltando su uno
dei lati del cordone la sezione di gola.
La verifica di sicurezza è soddisfatta
qualora la tensione ideale ricavata combinando le singole componenti della tensione e i criteri di combinazione (Eq. 2a
ed Eq. 2b) che si rifanno al dominio di
sicurezza elaborato negli anni ’70 dall’Istituto Italiano della Saldatura definito
della “sfera mozza”
(2a)
sia inferiore ai valori delle limitazioni
nella Tabella III e inoltre
(2b)
sia inferiore ai valori delle limitazioni
nella Tabella IV.
Devono essere previsti di I classe i giunti
a testa di maggiore importanza appartenenti a membrature tese esposte a temperature minori di 0 °C.
I cordoni d’angolo che uniscono due
laminati di spessori t1 ≥ t2 devono avere
2
(3)
Per spessori t 1 ≥ 20 mm, conviene di
regola che sia b ≥ b1, purché non in contrasto con la precedente limitazione;
i valori di b 1 sono riportati nella
Tabella V.
6. Eurocodice 3
A prescindere da una presentazione
generale di ciò che la normativa europea
(UNI ENV 1993-1-1) ha introdotto
come novità rispetto alla previgente
normativa italiana, per la quale si
rimanda a [11], si fa qui riferimento
alla UNI EN 1993-1-8.
I processi di saldatura utilizzabili sono i
seguenti: SMAW, FCAW, GMAW,
SAW, GTAW.
È specificato l’angolo tra le membrature (compreso tra 60° e 120°), le limitazioni dimensionali delle saldature
a tratti e altre prescrizioni di carattere
operativo.
Per il calcolo della resistenza di progetto
di una saldatura a cordone d’angolo vi è
la possibilità di utilizzare il “metodo
direzionale” e il “metodo semplificato”.
TABELLA IV - Limitazioni alla Eq. 2b.
t ≤ 40 mm
t > 40 mm
N/mm2
N/mm2
≤ fd
235 (S235)
210 (S235)
≤ 0.85 · fd
234 (S275)
302 (S355)
212 (S275)
268 (S355)
≤ 0.70 · fd
192 (S275)
248 (S355)
175 (S275)
220 (S355)
TABELLA III - Limitazioni alla Eq. 2a.
t ≤ 40 mm
il lato b soddisfacente le condizioni di
calcolo e, di regola, la limitazione
seguente (Eq. 3):
t > 40 mm
2
N/mm
N/mm
≤ 0.85 · fd
200 (S235)
178 (S235)
≤ 0.70 · fd
192 (S275)
248 (S355)
175 (S275)
220 (S355)
Riv. Ital. Saldatura - n. 1 - Gennaio / Febbraio 2009
27
E. Maiorana - Le giunzioni saldate negli impalcati da ponte: normative, confronti, esempi applicativi
TABELLA V - Relazione tra lato del
cordone e spessore del laminato.
t1
b1
[mm]
20
30
50
70
100
[mm]
6
8
11
13
14
7. DM 14.01.08
(6)
6.1 Metodo direzionale
La resistenza di progetto di una saldatura
a cordone d’angolo è soddisfatta se sono
verificate entrambe le seguenti relazioni
(Eq. 4a ed Eq. 4b):
(4a)
(4b)
dove
è la tensione ultima nominale di
fu
resistenza della parte del giunto
più debole
βw è il fattore di correlazione che
assume i valori β = 0.80 (S235),
0.85 (S275), 0.90 (S355),
1.00 (S420 e S460)
γM2 = 1.25 è il coefficiente di sicurezza.
6.2 Metodo semplificato
In alternativa al metodo precedente, la
resistenza di progetto di un cordone
d’angolo è assunta essere adeguata se, in
ciascun punto della lunghezza, la risultante delle forze trasmesse soddisfa al
seguente criterio (Eq. 5):
(5)
dove
Fw,Ed è la forza sollecitante per unità di
lunghezza
Fw,Rd è la resistenza di calcolo per unità
di lunghezza, Fw,Rd = fvw,d · a
fvw,d è la resistenza a taglio di progetto,
fvw,d
I collegamenti testa a testa, a T e croce a
piena penetrazione devono essere realizzati con materiali d’apporto aventi resistenza uguale o maggiore di quella degli
elementi collegati.
Una saldatura a piena penetrazione è
caratterizzata dalla piena fusione del
metallo base attraverso tutto lo spessore
dell’elemento da unire con il materiale
d’apporto.
La resistenza di calcolo dei collegamenti
a piena penetrazione si assume eguale
alla resistenza di progetto del più debole
tra gli elementi connessi.
I collegamenti testa a testa, a T e a croce
a parziale penetrazione sono verificati
con gli stessi criteri dei cordoni d’angolo. La resistenza di progetto, per unità
di lunghezza dei cordoni d’angolo, si
determina con riferimento all’altezza di
gola “a”.
La gola del cordone d’angolo da utilizzare nelle verifiche è quella teorica, corrispondente alla preparazione adottata
senza tenere conto della penetrazione e
del sovrametallo di saldatura.
La lunghezza di calcolo “L” è quella
intera del cordone, purché questo non
abbia estremità palesemente mancanti o
difettose.
Eventuali tensioni σ || agenti nella
sezione trasversale del cordone, inteso
come parte della sezione resistente della
membratura, non devono essere prese in
considerazione ai fini della verifica del
cordone stesso.
Ai fini della durabilità delle costruzioni,
le saldature correnti a cordoni intermittenti, realizzati in modo non continuo
lungo i lembi delle parti da unire, non
sono ammesse in strutture non sicuramente protette contro la corrosione. Allo
stato limite ultimo le azioni di calcolo
sui cordoni d’angolo si distribuiscono
uniformemente sulla sezione di gola.
Considerando la sezione di gola nella
sua effettiva posizione, si assume la
seguente condizione di resistenza
(Eq. 6):
TABELLA VI - Valori assunti da coefficienti β1 e β2.
28
S235
S275 - S355
S420 - S460
β1
0.85
0.70
0.62
β2
1.0
0.85
0.75
Riv. Ital. Saldatura - n. 1 - Gennaio / Febbraio 2009
ftk
β
γM2
è la resistenza a rottura del più
debole degli elementi collegati
= 0.80 (S235), 0.85 (S275),
0.90 (S355), 1.00 (S420 e S460)
= 1.25.
In alternativa, si può adottare cautelativamente il criterio semplificato:
(7)
dove
Fw,Ed è la forza di calcolo che sollecita il
cordone d’angolo per unità di lunghezza
Fw,Rd è la resistenza di calcolo del
cordone d’angolo per unità di
lunghezza, Fw,Rd
Considerando la sezione di gola in posizione ribaltata, essendo
n la tensione normale perpendicolare
all’asse del cordone
t la tensione tangenziale perpendicolare all’asse del cordone
la verifica si effettua controllando che
siano soddisfatte simultaneamente le
seguenti due condizioni (Eq. 8a ed
Eq. 8b):
(8a)
(8b)
dove
fyk è la tensione di snervamento caratteristica
β1 e β2 sono coefficienti che assumono i
valori della Tabella VI.
8. Esempio di calcolo
Si assume come esempio una giunzione
a T a cordone d’angolo (Fig. 13).
Un piatto di spessore t 2 = 20 mm
perpendicolare a un piatto di spessore
t 1 = 30 mm, saldato da entrambi i lati
(n = 2). Azioni: forza applicata di trazione FV = 400 kN, di taglio lon-gitudinale V L = 50 kN e di taglio trasversale
V T = 30 kN. Lunghezza L = 100 mm;
gola amin da determinare. Materiale base
S 355 J2+N.
E. Maiorana - Le giunzioni saldate negli impalcati da ponte: normative, confronti, esempi applicativi
TABELLA VII - Formule utilizzate per la verifica giunto laminato in acciaio S355.
Eq.
FSOLL
9. Conclusioni
FRES
≤
≤
≤
≤
≤
≤
≤
≤
≤
≤
* si considerano entrambi i casi per i quali la VT agisce nei due versi opposti.
Nella Tabella VII sono riportate le
formule utilizzate e nella Tabella VIII
si confrontano le altezze minime di
gola; nella Tabella IX si mostrano i
risultati.
Se, a parità delle altre azioni sollecitanti
e a parità di geometria, la forza applicata
di trazione fosse stata F V = 200 kN, i
risultati sarebbero stati quelli riportati
nella Tabella X.
Il che mostra quanto sia penalizzante per
la CNR 10011 determinare il cordone di
saldatura prescindendo dalle azioni sollecitanti ma esclusivamente dal punto di
vista geometrico degli spessori in gioco
(Eq. 3).
Dal confronto della verifica di
una tipica giunzione saldata a
cordone d’angolo, eseguita
seguendo il DM 14.01.08
“Norme tecniche per le costruzioni”, l’Eurocodice 3 Parte 1-8
“Progettazione dei collegamenti” e le Istruzioni CNR per il
calcolo delle costruzioni in
acciaio CNR 10011, risulta
quanto segue.
Mentre le Istruzioni CNR prescrivono la più elevata altezza di
gola minima, l’Eurocodice 3
Parte 1-8 prescrive il valore
minore di gola e consente di
adottare il “metodo direzionale”
o il “metodo semplificato”.
Seguendo l’indicazione della
CNR per la quale il lato del
cordone è da prendere, di
regola, pari alla metà dello spessore minore, si ottiene un risultato che appare eccessivamente
cautelativo, al di là delle reali
azioni sollecitanti la giunzione.
Il DM 14.01.08 si colloca tra i
due precedenti; infatti il Decreto
Ministeriale riprende in parte il
Metodo 1 dell’Eurocodice 3,
consente di adottare il metodo
semplificato e introduce una
terza verifica la quale fornisce il
medesimo risultato delle Istruzioni
CNR. Va inoltre segnalato che, per il
calcolo di verifica, mentre le Istruzioni
CNR prevedono il ribaltamento della
sezione di gola su uno dei lati del
cordone, secondo il DM 14.01.08 la
sezione di gola va presa nella sua effettiva posizione con il primo e secondo
metodo e nella posizione ribaltata con il
TABELLA VIII - Confronto tra normative per la determinazione dell’altezza minima di gola; I caso.
amin [mm]
CNR 10011
max{a1;a2;a3}
a1
a2
Eq.2a
Eq.2b
9
8
9
13 x 13
EC3
a3
Eq.3
7
Metodo 1
max{a1;a2}
a1
a2
Eq.4a
Eq.4b
7
7
6
7
10 x 10
DM 14.01.08
Metodo 2
Metodo 1
Metodo 2
Eq.6
Eq.7
Eq.5
7
8
Metodo 3
max{a1;a2}
a1
a2
Eq.8a
Eq.8b
9
8
9
10 x 10
11 x 11
13 x 13
7
8
Cordone b x b
11 x 11
7
Riv. Ital. Saldatura - n. 1 - Gennaio / Febbraio 2009
29
E. Maiorana - Le giunzioni saldate negli impalcati da ponte: normative, confronti, esempi applicativi
TABELLA IX - Risultati.
Unità di misura
a
L
Eq.
Figura 13 - Esempio di calcolo. Giunzione a
T a cordone d’angolo.
2
2a
2b
[N/mm ]
[N/mm2]
4a
[N/mm2]
4b
5
[N/mm2]
[N]
6
[N/mm2]
7
8a
8b
[N]
2
[N/mm ]
[N/mm2]
FSOLL
FRES
FSOLL/FRES
225
269
395
425
333
2021
395
425
2021
225
269
249
302
0.90
0.89
0.87
0.94
0.91
0.97
0.87
0.94
0.97
0.90
0.89
453
367
2094
453
2094
249
302
TABELLA X - Confronto tra normative per la determinazione dell’altezza minima di gola; II caso.
amin [mm]
CNR 10011
a1
Eq.2a
5
max{a1;a2;a3}
a2
Eq.2b
4
7
EC3
a3
Eq.3
7
Metodo 1
max{a1;a2}
a1
a2
Eq.4a
Eq.4b
4
4
3
4
10 x 10
terzo. Dal punto di vista costruttivo, le
differenze riscontrate possono influire
sul processo produttivo; infatti, ad
esempio, per assicurare il cordone
minimo, da una procedura a passata
unica può essere necessario passare a un
multipass con un significativo incremento delle ore di saldatura.
6x6
DM 14.01.08
Metodo 2
Metodo 1
Metodo 2
4
4
Metodo 3
max{a1;a2}
a1
a2
Eq.8a
Eq.8b
5
4
5
Eq.5
Eq.6
Eq.7
6x6
6x6
7x7
4
4
Cordone b x b
6x6
4
Emanuele MAIORANA, laureato in Ingegneria Civile presso l’Università di
Padova nel 2001. Dottore di Ricerca in Meccanica delle Strutture presso
l’Università di Bologna nel 2007. Già Project Engineer nella Divisione
Ingegneria di OMBA Impianti & Engineering S.p.A. dal 2002, attualmente
Responsabile della Sicurezza dell’azienda. Socio del Collegio dei Tecnici
dell’Acciaio e già delegato al consiglio direttivo dell’International
Association for Bridge and Structural Engineering (2004-08).
Bibliografia
[1]
Maiorana E.: «Le giunzioni bullonate negli impalcati da ponte: normative, confronti, esempi applicativi», Costruzioni
Metalliche, n. 4, ACS Acai Servizi, pp. 54-65, Milano, 2007.
[2] UNI EN 1993-1-8: «Eurocodice 3. Progettazione delle strutture di acciaio. Parte 1-8: Progettazione dei collegamenti».
[3] UNI EN 1993-1-1: «Eurocodice 3. Progettazione delle strutture di acciaio. Parte 1-1: Regole generali e regole per gli
edifici».
[4] CNR 10011/97: «Costruzioni in acciaio. Istruzioni per il calcolo, l’esecuzione, il collaudo e la manutenzione».
[5] DM 14 Gennaio 2008: «Norme tecniche per le costruzioni».
[6] UNI EN ISO 4063: «Saldatura, brasatura forte, brasatura dolce e saldobrasatura dei metalli. Nomenclatura dei procedimenti e relativa codificazione numerica per la rappresentazione simbolica sui disegni».
[7] ASME: «Boiler and Pressure Vessel. Sezione IX “Welding and brazing qualifications”. QW-492 “Definition”».
[8] UNI EN ISO 9001:2000 : «Sistemi di gestione per la Qualità. Requisiti».
[9] Istruzioni per l’applicazione delle “Norme tecniche per le costruzioni” di cui al DM 14 Gennaio 2008 (bozza aggiornata al
7 Marzo 2008).
[10] Iori D.: «La saldatura a resistenza: stato dell’arte e prospettive», Rivista Italiana della Saldatura, n. 4, IIS, 2004.
[11] Masetti F.: «La saldatura e l’Eurocodice 3», Costruzioni Metalliche, n. 1, ACS Acai Servizi, pp. 47-55, Milano, 2003.
30
Riv. Ital. Saldatura - n. 1 - Gennaio / Febbraio 2009
We are the World of Welding Solutions.
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Abbiamo svolto un ruolo essenziale nel costruire “il mondo della saldatura” con nuovi prodotti, processi e materiali.
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Corso di qualificazione per International Welding
Inspector
Genova 2009
L’ISTITUTO ITALIANO DELLA SALDATURA, secondo la programmazione descritta nella propria
Attività Didattica 2009, organizza presso la propria sede di Genova un Corso completo di Qualificazione ad International Welding Inspector (livello comprehensive, IWI-C).
A partire da quest’anno, sarà fornito ad ogni partecipante anche un CD Rom edito in
collaborazione con l’UNI contenente una raccolta di oltre 300 norme europee relative
alla saldatura (ed alle materie ad essa correlate).
Requisiti di ingresso
Per iscriversi al Corso non è prevista esperienza specifica, quanto il possesso di uno dei titoli di
studio previsti dalle vigenti disposizioni internazionali emanate dall’Istituto Internazionale della Saldatura (IIW) e dalla Federazione Europea della Saldatura (EWF):
- Laurea o Diploma di Laurea in Ingegneria; in alternativa, Laurea in Scienza dei materiali,
Architettura, Fisica o Chimica, supportate da comprovata esperienza industriale in saldatura
oppure
- Diploma di Scuola Media Superiore ad indirizzo tecnico.
Calendario e sede delle lezioni
Il Corso ha una struttura modulare, basata su due Moduli successivi denominati Welding Technology
e Welding Inspection, di carattere teorico - pratico (chi sia in possesso di un Diploma da Welding
Engineer o da Welding Technologist può accedere direttamente al secondo Modulo).
Per diluire l’impegno, le lezioni saranno svolte in settimane non consecutive, secondo il seguente
calendario:
Modulo Welding Technology: prima settimana,
seconda settimana,
terza settimana,
Modulo Welding Inspection: prima settimana,
seconda settimana
terza settimana,
dall’11 al 15 Maggio 2009
dall’8 al 12 Giugno 2009
dal 13 al 17 Luglio 2009
dal 7 all’11 Settembre 2009
dal 12 al 16 Ottobre 2009
dal 9 all’11 Novembre 2009
Il corso sarà tenuto presso la Sede dell’IIS di Genova, in Lungobisagno Istria, 15.
Orario delle lezioni
Per consentire il raggiungimento della Sede senza spostamenti in orario festivo, il Corso sarà svolto
con orario 9:00 ÷ 18:00, ad eccezione delle giornate di lunedì (orario 14:00 ÷ 18:00) e di venerdì
(orario 9:00 ÷ 13:00).
Conseguimento del Diploma
Chi sia risultato in possesso dei requisiti di ingresso ed abbia completato il percorso formativo può
accedere agli esami previsti nelle date 21 e 22 Dicembre, presso la Sede di Genova (o, in alternativa,
in qualunque altra sessione programmata successivamente).
Le domande di iscrizione agli esami dovranno essere indirizzate all’Area Certificazione Figure
Professionali (tel. 010 8341307, e-mail [email protected]), con un costo di iscrizione pari a
€ 440,00 (+ IVA).
Iscrizione al corso
Per iscriversi al corso è sufficiente utilizzare il modulo cartaceo fornito con l’Attività Didattica 2009
oppure procedere on - line attraverso il sito www.formazionesaldatura.it, selezionando il corso dall’apposito motore di ricerca.
La quota di partecipazione al Corso completo è pari ad € 5.350,00 (+ IVA), comprensiva della
collana delle pubblicazioni specifiche dell’IIS, del CD-ROM contenente le normative relative alla saldatura e del pranzo presso la mensa dell’IIS.
Sono accettate iscrizioni solo se effettuate contestualmente al pagamento della relativa quota, il cui
pagamento può essere effettuato tramite bonifico bancario sul CC 4500 - Banca Popolare di Milano
(ABI 05584 CAB 01400 CIN I, IBAN IT 31 I 0558401400000000004500), intestato all’Istituto Italiano
della Saldatura.
Informazioni
Per ulteriori informazioni è possibile rivolgersi all’Istituto Italiano della Saldatura (Lungobisagno
Istria 15, 16141 Genova), Divisione Formazione, al numero 010 8341371 (fax 010 8367780), oppure
all’indirizzo di posta elettronica [email protected]
La norma UNI EN 15085: “Applicazioni
ferroviarie. Saldatura dei veicoli ferroviari
e dei relativi componenti”
S. Morra *
Sommario / Summary
Nel mondo della fabbricazione delle costruzioni metalliche il
processo di saldatura rappresenta molto spesso uno degli
aspetti più critici e delicati. Tutte le fasi della realizzazione di
un manufatto metallico saldato sono, infatti, fortemente
influenzate dalle particolari caratteristiche di questo processo; le scelte progettuali, l’approvvigionamento dei materiali, le fasi di assemblaggio e montaggio nonché gli aspetti di
ispezione e collaudo.
Il materiale rotabile è da considerarsi senza dubbio un prodotto caratterizzato da elevate esigenze di sicurezza. Fino a
poco tempo fa la sicurezza dei rotabili, almeno per ciò che
attiene alle “carpenterie metalliche”, era garantita da criteri e
regole definite a livello nazionale, così come gli aspetti
tecnici erano definiti esclusivamente in norme tecniche nazionali o addirittura in specifiche tecniche dei committenti.
Negli ultimi anni il processo di adeguamento dei requisiti e
delle regole tecniche alle esigenze del mercato comune sta
cominciando a delinearsi.
Il CEN ha elaborato nel 2008 una norma tecnica specifica per
la saldatura: EN 15085 “Railway application - Welding of
railway vehicles and components”. Nell’articolo si cerca di
fare una panoramica sulla norma, rimandando ogni approfondimento alla lettura della stessa.
*
In the world of steel construction the welding fabrication
process is correctly considered one of the most critical one;
designing, material selection, assembling, inspection are all
heavily influenced by welding.
Rolling stock materials have for sure high safety relevance
and the need for rules and technical standards is really
important. In former time these rules were defined at a
national level and very often directly in the technical specification of the railway companies.
In 2008 CEN has issued a technical standard for rolling stock
materials: EN 15085 “Railway application - Welding of
railway vehicles and components”. In this presentation a
general overview of this standard is provided.
Keywords:
Europe; management; personnel qualification; rails; railway
carriages; railways; safety factors; standards; UNI EN.
Istituto Italiano della Saldatura - Genova.
Riv. Ital. Saldatura - n. 1 - Gennaio / Febbraio 2009
33
S. Morra - La norma UNI EN 15085: “Applicazioni ferroviarie. Saldatura dei veicoli ferroviari e dei relativi componenti”
N
el mondo della fabbricazione
delle costruzioni metalliche il
processo di saldatura rappresenta molto
spesso uno degli aspetti più critici e delicati. Tutte le fasi della realizzazione di
un manufatto metallico saldato sono,
infatti, fortemente influenzate dalle particolari caratteristiche di questo processo; le scelte progettuali, l’approvvigionamento dei materiali, le fasi di
assemblaggio e montaggio nonché gli
aspetti di ispezione e collaudo.
È banale sottolineare che, nel caso di
prodotti saldati che per propria natura
sono caratterizzati da elevate esigenze
dal punto di vista della sicurezza, il processo di saldatura debba ancora di più
essere gestito e controllato con riferimento a requisiti tecnici rigorosi e, a
volte, particolarmente severi.
Nel mercato europeo di oggi, ispirato ai
criteri, ormai consolidati, della libera
circolazione delle merci, la sicurezza dei
prodotti ha assunto una dimensione
nuova, non tanto di maggior rilevanza,
tutti ci auguriamo che sia sempre stata,
anche in passato, riferimento determinante ed imprescindibile, quanto più
articolata e complessa. Le regole nazionali, infatti, vanno oggi adeguate ad un
contesto transnazionale, che superi le
differenze esistenti tra i vari Stati per
raggiungere obiettivi comuni in tutto il
continente europeo.
Per questo motivo la Commissione
Europea ha il compito di emanare “direttive di prodotto” per definire i requisiti
minimi (definiti dalle direttive “requisiti
essenziali”) che devono essere garantiti,
indipendentemente dal luogo di provenienza dei prodotti stessi, laddove questi
debbano essere utilizzati nel territorio
dell’Unione Europea. A tali direttive gli
Stati Membri devono attenersi per promulgare le leggi nazionali.
Non va tuttavia dimenticato che i principali attori del mercato sono costruttori,
committenti ed utilizzatori i quali hanno
ovviamente anche altre esigenze, per
altro non secondarie, quali ad esempio:
ottimizzazione dei processi produttivi,
34
Riv. Ital. Saldatura - n. 1 - Gennaio / Febbraio 2009
riduzione dei costi, sia di produzione che
di esercizio, ed affidabilità; in sintesi
necessitano di operare in un mercato
sostenibile.
Il circolo virtuoso (prodotti sicuri in un
mercato sostenibile) si chiude, quindi, se
le direttive di prodotto sono supportate
da strumenti tecnici adeguati messi a
disposizione di costruttori, committenti
ed utilizzatori. È qui evidente il riferimento alla normativa tecnica.
La normativa tecnica risulta fondamentale prima di tutto per consentire ai
costruttori di fabbricare i prodotti in conformità alle direttive stesse, dal momento
che i requisiti essenziali in esse specificati definiscono solo le performance che
i prodotti devono garantire. In molti casi
la Commissione Europea dà direttamente mandato all’ente normatore
(CEN) di emettere norme tecniche di
prodotto specificatamente rivolte alle
varie direttive: tali norme prendono il
nome di “norme armonizzate” e il
rispetto delle stesse dà la garanzia della
conformità alla direttiva di riferimento
(presunzione di conformità).
I concetti generali sopra esposti mantengono la loro valenza anche per prodotti
non soggetti, almeno fino ad oggi, ad
alcuna direttiva. La normativa tecnica,
infatti, è uno strumento di per sé stesso
pensato per garantire comunque il
rispetto di requisiti predefiniti, ovviamente in una logica di sicurezza del prodotto all’interno di un mercato sostenibile.
Il tecnico di fabbricazione tende, con
parecchia ragione, a fare affidamento
principalmente sulla propria esperienza
di lavoro ed a sottostimare, questa volta
con minor ragione, le informazioni che
possono essere tratte da un uso intelligente della normativa; ciò è tanto più
vero quanto più la fabbricazione impiega
“processi speciali” largamente normati,
come la saldatura.
Le norme, 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, a livello nazionale,
europeo o internazionale, in funzione
dell’organismo di emissione (UNI per
l’Italia, CEN o ISO).
Le norme costituiscono un riferimento
di notevole valenza, ottenuto con mediazioni talvolta laboriose all’interno dei
Gruppi di Lavoro, che riuniscono tradizioni diverse e, inevitabilmente, interessi
non sempre coincidenti. La qualità della
norma può risentire, ovviamente, di
questa fatica di elaborazione; le norme
migliori, infatti, sono quelle che hanno
ottenuto il massimo di consenso durante
il percorso di elaborazione.
Il materiale rotabile è da considerarsi
senza dubbio un prodotto caratterizzato
da elevate esigenze di sicurezza, pertanto le premesse di cui sopra, almeno
da un punto di vista concettuale, sono
quanto mai pertinenti.
Fino a poco tempo fa la sicurezza dei
rotabili, almeno per ciò che attiene alle
“carpenterie metalliche”, era garantita
da criteri e regole definite a livello
nazionale, così come gli aspetti tecnici
erano definiti esclusivamente in norme
tecniche nazionali o addirittura in specifiche tecniche dei committenti. Negli
ultimi anni il processo di adeguamento
dei requisiti e delle regole tecniche alle
esigenze del mercato comune sta cominciando a delinearsi.
Nell’ambito dei rotabili ferroviari il
CEN ha elaborato una norma tecnica
specifica per la saldatura: EN 15085 “Railway application - Welding of
railway vehicles and components”. Nel
seguito si cerca di fare una panoramica
sulla norma, rimandando ogni approfondimento alla lettura della stessa.
La norma, pur recepita da UNI, non è
stata ancora tradotta in italiano ed è suddivisa in 5 parti come di seguito indicato:
Parte 1: Generalità
Parte 2: Requisiti di qualità e certificazione del costruttore
Parte 3: Requisiti di progettazione
Parte 4: Requisiti di costruzione
Parte 5: Ispezione, prove e documentazione.
La Parte 2 si propone di specificare i
criteri per la definizione dei requisiti
minimi, di carattere tecnico-organizzativo, cui le Aziende che eseguono o
subappaltano lavori di saldatura, nelle
nuove costruzioni o nella manutenzione,
devono fare riferimento per dare evidenza della propria idoneità ad operare
nel settore del materiale rotabile. Sono
altresì specificati i criteri che devono
essere presi a riferimento per la valutazione della conformità dell’Azienda ai
requisiti di cui sopra, da parte di enti
terzi riconosciuti, se applicabile.
S. Morra - La norma UNI EN 15085: “Applicazioni ferroviarie. Saldatura dei veicoli ferroviari e dei relativi componenti”
Con l’obiettivo di ponderare in modo
coerente ed appropriato la severità ed il
grado di approfondimento dei requisiti
di carattere tecnico-organizzativo cui i
Costruttori devono fare riferimento per
dare evidenza della propria idoneità ad
eseguire i lavori di saldatura di interesse,
la Parte 3 della norma definisce un criterio di classificazione delle giunzioni
saldate.
Il criterio di classificazione prevede tre
livelli (alto, medio e basso) relativamente alle sollecitazioni agenti sui
giunti saldati dei componenti da realiz-
zare e tre livelli (alto, medio e basso) che
si riferiscono alle esigenze di sicurezza
dei componenti.
In base a tale analisi è possibile definire
6 classi per le giunzioni saldate (A, B,
C1, C2, C3 e D) a criticità decrescente
(Fig. 1).
Figura 1 - Estratto dalla EN 15085-3.
Riv. Ital. Saldatura - n. 1 - Gennaio / Febbraio 2009
35
S. Morra - La norma UNI EN 15085: “Applicazioni ferroviarie. Saldatura dei veicoli ferroviari e dei relativi componenti”
Figura 2 - Estratto dalla EN 15085-2.
La severità di tutti i requisiti che la
norma impone per la fabbricazione è
quindi funzione della classe di qualità
dei giunti che fanno parte del manufatto.
Per poter realizzare, progettare, assemblare o manutenere componenti appartenenti a rotabili ferroviari, l’Azienda
deve, come prima cosa, fare riferimento
ad uno dei livelli di cui alla Figura 2.
I requisiti a cui fare riferimento per i
diversi livelli di cui sopra sono riportati
nella Parte 2 - paragrafo 5 della norma e
sintetizzati nella Figura 3. Particolarmente importanti sono il riferimento alla
norma UNI EN ISO 3834 ed ai coordinatori di saldatura.
L’obiettivo che ci si prefigge, la qualità
finale del prodotto, è raggiungibile solo
se si opera in un contesto generale di
controllo del processo di fabbricazione
mediante saldatura così come specificato
nella UNI EN ISO 3834 (Requisiti di
qualità per la saldatura - Saldatura per
fusione di materiali metallici). La conformità alla UNI EN ISO 3834 rappresenta per i fornitori la base per dimostrare la propria idoneità ad applicare
correttamente il processo di saldatura
nello specifico settore del materiale rotabile nel rispetto dei requisiti riportati
nella UNI EN 15085.
36
Riv. Ital. Saldatura - n. 1 - Gennaio / Febbraio 2009
Per quanto riguarda i coordinatori di saldatura, la UNI EN 15085 fa riferimento
a tre livelli di competenza decrescenti,
riportati nel seguito così come definiti
dalla norma.
Level A - Welding coordinators with
comprehensive technical knowledge
Personnel with experience of welding
supervision for the production
of railway vehicles and/or components
of at least three years and proof of
comprehensive technical knowledge may
be considered to satisfy the requirements.
Welding coordination personnel with the
following qualifications or holding
acceptable national qualifications may
be also considered to satisfy the above
mentioned requirements:
• Personnel with qualification according to Doc. IAB-002-2000/EWF-409
- International Welding Engineer
(IWE) or European Welding Engineer
(EWE);
• Personnel with qualification according to Doc. IAB-003-2000/EWF-410
- International Welding Technologist
(IWT) or European Welding Technologist (EWT) with suitable experience
in welding supervision and proof of
comprehensive technical knowledge.
Level B - Welding coordinators with
specific technical knowledge
Personnel with experience of welding
supervision for the production of
railway vehicles and/or components of
at least three years and proof of specific
technical knowledge may be considered
to satisfy the requirements.
Welding coordination personnel with the
following qualifications or holding
acceptable national qualifications may
also be considered to satisfy the above
mentioned requirements:
• Personnel with qualification according to Doc. IAB-003-2000/EWF-410
- International Welding Technologist
(IWT) or European Welding Technologist (EWT);
• Personnel with qualification according to Doc. IAB-004-2000/EWF-411
- International Welding Specialist
(IWS) or European Welding Specialist (EWS) with suitable experience in
welding supervision and proof of specific technical knowledge.
Level C - Welding coordinators with
basic technical knowledge
Personnel with experience of welding
supervision for the production of
railway vehicles and/or components of
at least three years and proof of basic
S. Morra - La norma UNI EN 15085: “Applicazioni ferroviarie. Saldatura dei veicoli ferroviari e dei relativi componenti”
Figura 3 - Estratto dalla EN 15085-2.
technical knowledge may be considered
to satisfy the requirements.
Welding coordination personnel with the
following qualifications or holding
acceptable national qualifications may
also be considered to satisfy the above
mentioned requirements:
• Personnel with qualification according to Doc. IAB-004-2000/EWF-411
- International Welding Specialist
(IWS) or European Welding Specialist (EWS);
• Personnel with qualification according to Doc. IAB-005-2001/EWF-451
- International Welding Practitioner
(IWP) or European Welding Practitioner (EWP) with suitable experience in welding supervision
and proof of specific technical knowledge.
Le Parti 3, 4 e 5 contengono le linee
guida tecniche per la progettazione, la
fabbricazione, l’ispezione ed il collaudo
dei componenti metallici saldati dei rotabili ferroviari; tuttavia, per una più
approfondita comprensione della norma
UNI EN 15085 si rimanda naturalmente
alla lettura della stessa non potendo in
questo contesto esporne il contenuto
integrale. La norma riveste senza dubbio
una importanza fondamentale nel panorama internazionale del rotabile ferroviario e, ribadendo quanto già esposto in
precedenza, contiene una quantità rilevante di conoscenza condivisa ed è rappresentativa, pertanto, del livello tecnologico acquisito nel settore di
applicazione della norma stessa, a livello
nazionale e internazionale. Ciò ne fa
quindi uno strumento indispensabile per
tutti, operatori, “system integrators”, fornitori e costruttori.
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 ed attualmente ricopre la funzione di Vice
Responsabile della Divisione Certificazione e di Responsabile dell’Area Certificazione Figure Professionali in Saldatura e Prove
non Distruttive. Nel campo della saldatura possiede la certificazione di European / International Welding Engineer, mentre nel
campo dei controlli non distruttivi possiede le certificazioni EN 473 / ISO 9712 di Livello 2 / 3 nei metodi con liquidi penetranti,
magnetoscopico e radiografico ed è ASNT Level 3 nel metodo “Magnetic Particle Test”.
Riv. Ital. Saldatura - n. 1 - Gennaio / Febbraio 2009
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Tecniche neutroniche per lo
sviluppo dei metodi
progettuali
di saldatura
M. Rogante *
Sommario / Summary
Il presente articolo esamina importanti problemi tecnici correlati alle limitazioni metodologiche dei progetti di saldatura
attualmente adottati, considerando in particolare le procedure
di modellizzazione numerica dei processi di saldatura.
Il progresso ultimamente conseguito nell’alta nano-tecnologia suggerisce di applicare gli approcci in essa adottati anche
nella meccanica tradizionale e nella scienza dei materiali, con
riferimento soprattutto ai processi di saldatura. Recenti investigazioni di giunti saldati hanno evidenziato i benefici derivanti dalle “Applicazioni Industriali delle Tecniche Neutroniche ®”, che comprendono informazioni fondamentali - non
ottenibili usando altre tecniche d’indagine - per il miglioramento della qualità e della durata.
La “Diffusione neutronica a piccoli angoli” e la “Determinazione delle tensioni residue mediante diffrazione neutronica”
consentono di caratterizzare i materiali a livello atomico e di
nanoscala, offrendo alle tecnologie esistenti il contributo
essenziale di precisi metodi strutturali. In questa sede sono
descritti gli aspetti fondamentali teorici delle due tecniche,
insieme con alcune investigazioni di saldature effettuate
mediante “Diffusione neutronica a piccoli angoli”.
Un programma sperimentale è stato recentemente progettato
dallo Studio d’Ingegneria Rogante in collaborazione con il
Reattore di Ricerca di Budapest, per lo sviluppo dei processi
di saldatura, volto al miglioramento della sicurezza, del controllo qualità e della gestione durata dei giunti considerati.
This paper describes the methodological limitations of
welding project methods at present adopted, mainly concerning numerical modelling procedures of welding processes.
*
The progress in high nano-technologies give rise to the
similar approaches to be applied in traditional material
science and mechanics, really relating to welding processes
by means of various methods and techniques.
Different investigations of welded joints have revealed the
benefits associated with the use of neutron techniques, to
obtain significant information advancing quality and durability that cannot be obtained by using other way. Small Angle
Neutron Scattering (SANS) and Neutron Diffraction (ND), in
particular, allow materials characterization at micro- and
nano-scale level, providing to the existing technologies the
crucial contribution of precise structural methods.
An experimental programme has been projected to develop
welding processes, with quality assurance improvement,
safety enhancement, life-time management and cost effectiveness of the considered joints.
Rogante Engineering Office represents a reference point for
consultation and assistance related to industrial applications
of neutron techniques, including feasibility and full studies
concerning residual stresses analyses by neutron diffraction
and nano- and micro-structural characterization of materials
by small angle neutron scattering.
Keywords:
Design; finite element analysis; fusion welding; mathematical models; measurement; mechanical properties;
microstructure; neutron radiation; non-destructive testing;
parent material; process procedures; residual stresses; simulating; weldability.
Studio d’Ingegneria Rogante - Civitanova Marche (MC).
Riv. Ital. Saldatura - n. 1 - Gennaio / Febbraio 2009
39
M. Rogante - Tecniche neutroniche per lo sviluppo dei metodi progettuali di saldatura
1. Introduzione
Nei vari settori industriali che fanno uso
di giunti saldati, le necessità di aumentare le performance di materiali e prodotti, osservare i requisiti di mercato e
proteggere sempre più la sicurezza pubblica e l’ambiente spingono verso adattamenti tecnologici e continua innovazione. L’industria adotta, attualmente,
metodi classici di progetto di saldatura
interamente basati su modelli di simulazione. Tali metodi non sono completi,
poiché non impiegano informazioni
essenziali sullo stato reale del materiale
prima e dopo il processo di saldatura,
particolarmente rispetto alle tensioni
residue interne ed ai parametri nano- e
microstrutturali: questi ultimi sono collegati alla presenza di precipitati ed
influenzano in modo particolare le caratteristiche meccaniche ed il comportamento dei giunti saldati. Gli ingegneri,
in particolare, si propongono di conoscere quando un giunto saldato sta pervenendo al cedimento e se l’uso di materiali e processi di saldatura diversi
produrrebbe un componente o una struttura dalla durata maggiore. I risultati
delle tecniche neutroniche, in combinazione con i modelli di calcolo - soprattutto il metodo degli elementi finiti
(FEM) - possono fornire le risposte più
appropriate, completando i database
delle investigazioni microstrutturali di
giunti saldati e materiali di base e sviluppando il criterio nanoscopico di sicurezza per prevedere ed evitare i possibili
processi di frattura nei giunti. Le tecniche neutroniche consentono d’investigare non solo campioni di peso ridotto
ma anche componenti industriali reali
(fino a circa 200 kg): insieme alle altre
tecniche non distruttive, consentono di
perseguire la ricerca sulla durata della
struttura di materiali, serbatoi e tubazioni metalliche ad alta pressione, come
anche di componenti di macchinario
durante gli attacchi statici, ciclici e
termo-meccanici. La conoscenza delle
prestazioni dei giunti saldati e dell’in-
40
Riv. Ital. Saldatura - n. 1 - Gennaio / Febbraio 2009
fluenza che le tensioni residue ed altri
fattori nano- e microstrutturali possono
indurre sul comportamento del materiale
già in fase di progettazione delle stesse
saldature, dovrebbe giocare un ruolo
decisivo nell’individuazione e nella correzione degli errori insiti nei moderni
metodi di progetto della saldatura. Le
informazioni ottenibili possono fornire
un supporto essenziale per migliorare
qualità e durata dei prodotti industriali.
2. Metodi di progetto della
saldatura: stato dell’arte
Lo stato dell’arte a livello internazionale, riguardo ai metodi di progetto della
saldatura impiegata nelle applicazioni
industriali, riguarda tecniche di modellizzazione numerica riproduttive dei processi di saldatura ed interessi primari
nell’investigazione di saldature per
migliorare le loro caratteristiche.
Giunti saldati a sezione rettangolare
cava sono stati considerati per lo sviluppo di metodi di progetto riguardanti
connessioni multi-planari [1, 2]. Sono
state investigate le fondamentali
influenze multi-planari sulla forza
statica di tali giunti, accrescendo le performance della modellizzazione numerica impiegata nello sviluppo di future
linee guida progettuali.
Sezioni strutturali d’acciaio cave e a H
sono state studiate per migliorare la progettazione di giunti saldati e dei metodi
di calcolo [3]. I metodi d’investigazione
impiegati sono stati quelli classici, tra
cui analisi visuale, radiografia, ultrasuoni, metodo magnetico, liquidi penetranti, tecniche elettriche, emissione
acustica, olografia ottica e sistemi
d’imaging mediante ultrasuoni [4]. I tre
principali effetti della saldatura, vale a
dire tensioni residue, soffiature e cambiamenti macro/microstrutturali, sono
stati analizzati ponendo particolare
attenzione agli aspetti dei difetti ed alla
loro rilevabilità, riesaminando i recenti
sviluppi nella determinazione delle tensioni residue ed i benefici derivanti dall’impiego di profili standardizzati, e
discutendo le principali conseguenze
della saldatura sulle proprietà e le microstrutture dei giunti [5].
L’influenza dello spessore del giunto
sulla saldatura di un acciaio strutturale
ad alta resistenza - RQT 501 - è stata
esaminata, impiegando spessori della
lamiera di base di 25, 50 e 100 mm.
Sono stati eseguiti test di fatica piegando
i giunti saldati, insieme con alcuni esami
in condizioni di tensione rilassata e sotto
carico assiale [6].
Recenti sviluppi nel metodo del foro per
misurare le tensioni residue nelle saldature sono riportati da Smith ed altri [7],
con riferimento a saldature di sezioni
d’acciaio ad elevato spessore. Lo stesso
metodo di misura è stato anche usato per
convalidare i calcoli agli elementi finiti
delle tensioni residue in un componente
cilindrico saldato d’acciaio inossidabile.
Uno speciale interesse è stato rilevato,
nell’ultimo decennio, riguardo alla tecnologia laser nei processi di saldatura
industriale, la quale consente di eseguire
rapidamente saldature omogenee con un
alto livello d’energia specifica e fortemente localizzata. Il laser Nd:YAG, in
particolare, mostra i seguenti vantaggi
rispetto ad altre sorgenti: saldatura
precisa, poiché il raggio può essere
messo a fuoco su un’area molto piccola;
riduzione delle zone fuse e di quelle termicamente alterate, consentendo un contributo d’energia altamente specifico ed
un’estrema precisione e, conseguentemente, un’eterogeneità chimica e metallografica; efficienza nei materiali ad alta
riflettività non saldabili mediante laser
CO 2 (rame, alluminio e leghe nobili);
possibilità d’impiegare fibre ottiche per
il fascio laser, col vantaggio di una più
alta facilità di gestione, particolarmente
nelle fabbricazioni automatizzate in 3D.
Le prestazioni e gli effetti della tecnologia Nd:YAG sono oggi studiati in molti
settori industriali, quali la produzione
aerospaziale, automobilistica e navale.
Vari progetti internazionali sono stati
sovvenzionati per migliorare le prestazioni della tecnologia laser ed allargarne
i campi d’applicazione [8].
Un apposito progetto è stato dedicato al
recupero di competitività delle costruzioni navali in Europa, rendendo possibile l’uso industriale della saldatura laser
nelle strutture navali, ottenendo importanti benefici. I conseguimenti tecnici
hanno mirato a superare alcune delle
barriere esistenti per le saldature laser
nelle costruzioni navali [9].
La giunzione alluminio-acciaio, utilizzabile per molte interessanti applicazioni, è
stata studiata per le costruzioni di navi e
yacht e per l’industria dei trasporti, dove
M. Rogante - Tecniche neutroniche per lo sviluppo dei metodi progettuali di saldatura
la saldatura dei due materiali può condurre a risparmi di peso enormi e conseguentemente a risparmi di riduzione
d’emissione di gas e risparmio di carburante [10]. Gli obiettivi di un altro progetto riguardante la saldatura laser sono
stati: stabilire i principi e le condizioni
necessari per l’applicazione industriale
di laser allo stato solido per saldare spessori sottili; illustrare le possibilità ed i
limiti per il laser allo stato solido e la
fibra ottica; determinare le prospettive
per l’applicazione di tali sistemi [11]. La
qualità dei giunti saldati dipende, come
noto, dai processi di trasferimento
termico sviluppati durante la saldatura.
La complessità dei fenomeni metallurgici e termici aumenta nel caso di saldatura di metalli differenti. Una nuova tecnologia di saldatura è stata sviluppata, in
tali casi, avvicinando la fonte termica al
materiale di base che ha la più alta conduttività termica. Nella stessa tecnologia, le proprietà termo-fisiche dipendenti
dalla temperatura, le diverse distribuzioni del flusso termico e la perdita di
calore per convenzione e radiazione
sono previste da calcoli agli elementi
finiti con lo scopo di valutare la larghezza della zona termicamente alterata,
le temperature massime ed altri parametri dimensionali, aumentando la qualità
dei giunti saldati considerati [12].
Diversi studi di caratterizzazione di
giunti saldati sono stati eseguiti,
mostrando i vantaggi derivanti dall’adozione di tecniche neutroniche per ottenere informazioni essenziali non conseguibili tramite altri mezzi [13-17].
3. Tecniche neutroniche per il
perfezionamento della
caratterizzazione della
saldatura
I neutroni costituiscono i più potenti
strumenti d’indagine della materia condensata, capaci di fornire informazioni
sulle strutture e sulle dinamiche atomiche, nell’ingegneria dei materiali, in
chimica, fisica ed in altre discipline
scientifiche ed ingegneristiche.
I neutroni sono particelle elementari in
sostanza prive di cariche elettriche e
gestiscono, assieme ai protoni, il nucleo
atomico. La caratteristica di non interagire elettricamente con gli elettroni ed i
nuclei nella materia conferisce ai neu-
troni il gran vantaggio di poter penetrare
la stessa materia in profondità. Essi,
infatti, possedendo un ridottissimo coefficiente d’assorbimento lineare, penetrano la materia fino a diversi centimetri
(circa 2 o 3 cm gli acciai, 5 o 6 cm l’alluminio e le sue leghe), mentre i raggi x,
pur offrendo un’eccellente risoluzione,
sono facilmente assorbiti dai materiali,
riuscendo a penetrarne soltanto strati
superficiali.
I neutroni, aventi lunghezze d’onda comprese nell’intervallo 0.5-5 Å, si accordano con le tipiche separazioni interatomiche nei sistemi di materia condensata
e possono misurarne le energie. Tali particelle, inoltre, hanno un momento
magnetico ed interagiscono con la variazione spaziale della magnetizzazione nei
materiali su scala atomica; perciò, sono
impiegate anche per studiare le strutture
magnetiche e le eccitazioni.
Le tecniche neutroniche sono utilizzate
da vari anni nell’investigazione di giunti
saldati [13-17], avendo dimostrato
un’adeguata precisione anche per la
verifica dei risultati ottenibili mediante
calcoli agli elementi finiti. Le tecniche
basate sui neutroni polarizzati sono
impiegabili per interpretare il ruolo delle
inclusioni microscopiche della fase
magnetica nell’evoluzione delle proprietà meccaniche dei metalli.
La dispersione del fascio neutronico
polarizzato su colonie di perlite consente,
ad esempio, di ottenere informazioni
sulla frazione di perlite e sulla dimensione media della particella magnetica.
La diffusione neutronica a piccoli angoli
(a fascio polarizzato) è stata impiegata
nella tecnologia del reattore di fusione,
per investigare la ridistribuzione di
cromo nella matrice martensitica, processo che svolge un ruolo cruciale nella
transizione da duttile a fragile sotto irradiazione. L’interferenza nucleare-magnetica ha mostrato che le disomogeneità, in
seguito alla tempra, favoriscono la dissoluzione di precipitati ricchi di Fe anche
per brevi durate di tempra.
L’applicazione dell’analisi di polarizzazione 3-D per l’investigazione di giunti
saldati fornisce un livello avanzato nel
riconoscimento della nano- e microstruttura magnetica e quindi delle proprietà principali funzionali di giunti
saldati, poiché le fasi magnetiche rivestono un’importanza primaria nel
miglioramento della saldabilità. L’appli-
cazione delle tecniche basate sui neutroni polarizzati, parallelamente, può
essere di notevole utilità nelle misurazioni di riflettometria, per trovare le concentrazioni (e le disomogeneità nella
loro distribuzione) d’elementi magnetici
nel volume di matrice. Tali dati possono
essere preliminarmente determinati
soprattutto in prossimità della superficie
del metallo di base e del giunto, e
possono essere valutati i gradienti di
concentrazione e la velocità dei possibili
processi di ridistribuzione degli elementi. Da rilevare che la ridistribuzione
d’elementi leggeri (non magnetici) gioca
un ruolo molto importante, poiché essi
influenzano fortemente l’invecchiamento dei giunti, il quale è solitamente
un risultato della degradazione della
superficie. La funzione principale, in
questi processi, appartiene all’ossigeno
ed al carbonio.
Le tecniche neutroniche permettono
anche di:
• Investigare i fattori che controllano il
comportamento a fatica di componenti saldati ed usare i metodi analitici per valutare la vita totale a fatica
di saldature sottoposte a storie di
carico ad ampiezza variabile e trattamenti di superficie, per trovare dei
possibili metodi per migliorare la
resistenza a fatica.
• Applicare i metodi probabilistici per
valutare la possibile nucleazione di
micro-cricche all’interno di un giunto
metallico (processi di danneggiamento per fatica).
3.1. Caratterizzazione di saldature a
livello di micro- e nano-scala
mediante diffusione neutronica a
piccoli angoli
Le proprietà meccaniche dei giunti,
come la resistenza allo scorrimento e
l’invecchiamento, dipendono notevolmente dalla nanostruttura (precipitati,
gruppi di pori e dislocazioni) formata nel
metallo. Una degradazione non uniforme del materiale può portare ad uno
sviluppo delle cricche molto veloce e ad
una riduzione cruciale della durata del
giunto saldato. La scansione della saldatura mediante diffusione neutronica a
piccoli angoli con un fascio neutronico
sottile permette di ottenere dati sulle
caratteristiche nanoscopiche all’interno
del giunto, tenendo in considerazione
anche le possibili deviazioni locali nella
Riv. Ital. Saldatura - n. 1 - Gennaio / Febbraio 2009
41
M. Rogante - Tecniche neutroniche per lo sviluppo dei metodi progettuali di saldatura
tecnologia, composizione, ecc. Lavori
recenti hanno mostrato l’utilità dei neutroni per l’investigazione di particolarità
strutturali di giunti saldati. La diffusione
neutronica a piccoli angoli, fornendo
informazioni fondamentali sulle nanostrutture nei metalli, può essere applicata
per predire i cambiamenti di qualità del
giunto ad un livello anticipato di crescita
dei difetti [13]. I concetti contemporanei
di frattura dei metalli, inclusi i giunti
saldati, sono basati principalmente sui
dati ricavati dall’analisi tramite microscopia ottica ed elettronica di strutture di
superficie o di difetti in sottili strati di
materiale [18].
Negli ultimi decenni, numerose ricerche
nel campo della frattografia si sono
dirette verso la microscopia elettronica a
scansione, con l’intento di quantificare
le caratteristiche nella superficie non
piana di frattura [19, 20].
Diverse procedure sperimentali sono
state proposte per ottenere l’area della
superficie (ad esempio, l’analisi dei
profili risultanti con riguardo verso la
superficie di frattura) [21]. Sono state
investigate, inoltre, le proprietà frattali di
profili e superfici, come parte degli studi
sulla frattura [22], le cui dimensioni
risultanti osservate a livello di nanoscala appaiono normalmente applicabili
alle superfici naturali irregolari non
piane. Uno sviluppo recente ha permesso, inoltre, di riconoscere il comportamento delle superfici di frattura reali
[23].
Il concetto dei frattali è stato sviluppato
da Mandelbrot [24], il quale ha fatto
notare le numerose strutture naturali che
appaiono auto-simili (invarianza di
scala). Le principali classi di strutture
frattali esistenti, secondo tale concetto,
sono due: i gruppi aggregati di piccole
particelle (frattali di volume) ed i sistemi
con interfacce irregolari e margini dei
grani (frattali di superficie). Mandelbrot
[24] ha definito i frattali di superficie nei
termini seguenti: se L è la dimensione
lineare di quadrati impiegati per coprire
la superficie, è necessario un numero di
quadrati n≅L -D s per la copertura completa, dove D s è la dimensione frattale
della superficie. L’approccio di struttura
frattale può essere bene applicato agli
studi della frattura e per le descrizioni
quantitative dei difetti all’interno dei
materiali, incluse le saldature sotto
deformazione plastica.
42
Riv. Ital. Saldatura - n. 1 - Gennaio / Febbraio 2009
La diffusione neutronica a piccoli angoli
consente di verificare la natura frattale di
strutture e trovare le dimensioni frattali.
Investigazioni di dislocazioni mediante
diffusione nucleare e magnetica hanno
confermato che i raggruppamenti di
dislocazioni possono condurre alla formazione di superfici e vuoti interni. Tali
difetti, insieme ai bordi dei cristalli ed
alle cricche microscopiche, inducono
una diffusione caratterizzata da particolari parametri. Una deformazione plastica nei metalli di qualche decina percentuale provoca una diffusione
amplissima, numerose volte maggiore
rispetto a quella riferita a campioni originali (Al, Cu e Ni). La diffusione nei
metalli deformati può rivelare i difetti
aventi dimensioni caratteristiche
(~100 nm) sviluppati soprattutto nella
zona di frattura, ove le fonti di diffusione
principali sono le cricche microscopiche.
La valutazione delle proprietà frattali dei
giunti saldati e del metallo base - con
presenza di nano-difetti -, della differenza tra le stesse proprietà e dell’evoluzione di tali strutture sotto deformazioni
sino alla frattura del materiale, rappresenta un’informazione essenziale per lo
sviluppo di metodi progettuali di saldatura. Nessuna informazione sperimentale esiste su tali processi, attualmente,
che sia d’importanza primaria per la
resistenza dei giunti e per le altre proprietà meccaniche. Un’investigazione
mediante diffusione neutronica a piccoli
angoli è stata eseguita in modo preliminare e riguarda l’evoluzione microstrutturale di acciai monolitici deformati plasticamente a temperatura ambiente [25].
Campioni d’acciaio inossidabile austenitico sono stati sottoposti a deformazione
plastica S=0-60% fino alla frattura del
materiale. Come risultato della deformazione, è stato osservato un aumento di un
ordine di grandezza nell’intensità
diffusa:
(1)
L’analisi della distribuzione I(q) ha
mostrato la natura frattale della superficie delle strutture osservate a livello di
nano-scala. È stata determinata, quindi,
l’evoluzione della superficie interna
mediante crescita intensa di pori (dimensione RC~20-40 nm), ed è stata osservata
una diminuzione lineare della dimen-
sione della superficie frattale. Tali procedure possono essere impiegate per progettare i criteri di frattura per i materiali
in applicazioni industriali. L’investigazione menzionata ha fornito importanti
chiarimenti in merito al processo di
distruzione dei materiali considerati
tramite la crescita di concentrazione di
nano-pori. I pori sono cresciuti con maggiore intensità lungo la deformazione
prossima alla frattura, mentre la misura
dei difetti nell’intervallo ~20-30 nm è
aumentata solo del 20-30%. Il risultato
principale è una diminuzione lineare
della dimensione della superficie frattale
dei pori con la deformazione S, utile
quale parametro per predire la probabilità di frattura del materiale.
Il carico meccanico rappresenta soltanto
uno dei fattori causa della degradazione
dei materiali. La diffusione neutronica a
piccoli angoli consente di studiare
l’azione di altri fattori (ad esempio, trattamenti termici, irradiazione ed attacchi
chimici con coinvolgimento di fenomeni
corrosivi). La combinazione di diversi
fattori potrebbe produrre un effetto
amplificato in modo cruciale, se paragonato alla degradazione sotto l’azione
separata degli stessi fattori.
L’analisi di nanostrutture interne al
volume di materiale si rivela necessaria
per lo sviluppo di criteri efficienti per
predire specifici cambiamenti strutturali
caratteristici prima degli stadi iniziali
della frattura. La diffusione neutronica a
piccoli angoli, consentendo d’osservare
la nanostruttura di materiali e componenti d’interesse industriale, compresi i
giunti saldati, offre i vantaggi seguenti:
• Investigazione di tutti i metalli e le
leghe (aventi spessore fino a diversi
cm), eccetto quelli contenenti
qualche elemento con alto assorbimento per i neutroni (Cd, Gd, B, Li,
ecc.), mentre i raggi x sono molto
smorzati e penetrano solo in strati
sottili di metallo (qualche decina di
micron).
• Il contrasto isotopico dei campioni
permette d’eseguire separatamente
l’analisi dei loro elementi strutturali.
• I fasci di neutroni polarizzati consentono lo studio di strutture magnetiche
e nucleari (ad esempio, gli effetti
magneto-elastici e le inclusioni di fasi
magnetiche).
• La variazione di lunghezza d’onda
neutronica (λ=0.2-2 nm) e l’uso di
“multirivelatori” con larga apertura
consentono d’investigare gli oggetti
alle scale ~1-10 3 nm (difetti tipo
punto, dislocazioni, precipitati, pori e
cricche).
• Rilevamento di modificazioni molto
deboli a livello nanoscopico, con
notevole aiuto per prevedere i processi di degradazione nelle saldature
e controllare le proprietà meccaniche
del metallo nel volume, per quanto le
inclusioni di micro-fase potrebbero
fortemente modificare tali proprietà
[25].
• Controllo delle strutture interne, onde
prevedere la perdita di resistenza dei
materiali.
La diffusione neutronica a piccoli angoli
è stata impiegata per studiare, ad
esempio, giunti saldati d’acciaio austenitico 08H18N10T.
Un campione tagliato da una lamiera
di metallo base avente uno spessore di
100 mm è stato saldato a filo (diametro
3 mm, acciaio 04H19N18M3) mediante
arco elettrico impiegando un flusso
48-OF-6. Il metallo di base ed il giunto
saldato sono stati trattati termicamente,
con raffreddamento in acqua dalla temperatura iniziale di 1.050 °C. Il giunto
saldato è stato sottoposto a scansione
mediante un fascio neutronico sottile per
ottenere i dati di diffusione neutronica
inerenti al metallo di base e alla saldatura. L’investigazione ha mostrato la presenza di tre frazioni di particelle, aventi i
seguenti raggi di girazione (nm):
Rg 1 ~20, Rg 2 ~9, Rg 3 ≤1 (difetti tipo
punto). La presenza di tali difetti nel
metallo di base è stata maggiore di un
fattore pari a 5 rispetto al giunto saldato
(Fig. 1), il quale possiede una quantità
minima di difetti tipo punto.
La diffusione osservata è attribuibile ai
precipitati Cr 23C 6, il cui contenuto nel
volume di metallo di base corrisponde,
com’è stato rilevato, all’ammontare di
carbonio C CB=0.05% in volume, prossimo alla sua concentrazione totale
nell’acciaio (CCmax=0.07% in peso). La
concentrazione di precipitati nel metallo
saldato, d’altra parte, è più bassa ed è
pari allo 0.02% in volume, e soltanto un
piccolo ammontare di carbonio (0.01%
in peso) risulta precipitato.
L’eterogeneità in un materiale induce,
generalmente, una più alta densità di
difetti meccanici ed una stabilità chimica
più bassa.
Y [cm]
M. Rogante - Tecniche neutroniche per lo sviluppo dei metodi progettuali di saldatura
X [cm]
Figura 1 - Scansione effettuata mediante diffusione neutronica a piccoli angoli su giunto saldato
d’acciaio austenitico e metallo di base. Distribuzione angolare dell’intensità neutronica I01 (per
cm3) per grandi difetti ~ Rg1 ~20 nm (scala di colori in unità di cm-1).
Di conseguenza, essa riduce la vita di
componenti sottoposti a carichi ciclici,
alta temperatura e/o erosione, poiché i
danneggiamenti da fatica, da scorrimento e da usura aumentano nelle zone
saldate. Gli studi dei meccanismi di frattura dei materiali (frattografia) si sono
tradizionalmente basati sulla microscopia ottica ed elettronica, che consente di
rilevare alcuni danneggiamenti visibili
(livello microscopico) solo a livello di
superficie o in strati sottili di materiale.
3.2. Diffrazione neutronica per la
determinazione delle tensioni
residue nelle saldature
La tecnica della determinazione delle
tensioni residue mediante diffrazione
neutronica, negli ultimi anni, si è notevolmente sviluppata in particolare
riguardo allo studio di materiali e componenti d’interesse industriale [13-17],
permettendo di ricavare in maniera non
distruttiva i profili delle tensioni residue
attraverso giunti saldati e componenti
sottoposti a lavorazioni o a trattamenti
termici e/o meccanici.
Le tensioni residue sono definite come
quelle interne esistenti in un sistema
isolato in equilibrio meccanico, non sottoposto ad alcuna forza e/o momento
esterni.
Le stesse non sono associabili a sollecitazioni direttamente applicate, perciò
devono autoequilibrarsi (“autoten-
sioni”), e sono classificabili in tre categorie:
• Tensioni residue del 1° ordine (tensioni macroscopiche o “macrotensioni”), allorché coinvolgono parecchi grani cristallini. Esse rivestono
un’importanza cruciale per compiere
valutazioni strutturali e progettare
componenti meccanici.
• Tensioni residue del 2° ordine
(microscopiche omogenee o “intergranulari”), quando variano tra grano
e grano. Le stesse sono attribuibili
alle differenti proprietà termo-meccaniche di grani adiacenti diversamente
orientati e sono correlabili al grado
d’incrudimento.
• Tensioni residue del 3° ordine,
(microscopiche non omogenee o
“microtensioni”), allorché variano
internamente al grano cristallino
auto-equilibrandosi nello stesso. Tali
tensioni sono attribuibili a difetti reticolari (ad esempio, dislocazioni, soluzioni interstiziali e sostituzionali).
Le tensioni residue sono riconducibili al
ciclo produttivo del pezzo e possono
insorgere conseguentemente a processi
di produzione e formatura, raggiungendo livelli assai elevati. Le loro origini
possono essere:
• meccanica, vale a dire in seguito a:
- lavo razioni meccaniche (ad
esempio, fresatura, rettifica, tornitura);
Riv. Ital. Saldatura - n. 1 - Gennaio / Febbraio 2009
43
M. Rogante - Tecniche neutroniche per lo sviluppo dei metodi progettuali di saldatura
- deformazione plastica (ad
esempio, laminazione, stampaggio, trafilatura);
- trattamenti meccanici (ad
esempio, martellatura, pallinatura,
rullatura);
• termica/metallurgica, vale a dire in
seguito a:
- trattamenti termici (ad esempio,
cementazione, nitrurazione,
tempra);
- applicazione di ricoprimenti;
- saldatura.
La conoscenza della distribuzione spaziale delle tensioni residue, ottenibile
tramite diffrazione dei neutroni, può
consentire una più corretta valutazione
di come il componente è stato influenzato dai precedenti trattamenti e fornire
informazioni cruciali sia per la progettazione, sia per la realizzazione di componenti per l’industria.
La saldatura coinvolge elevati gradienti
di temperatura, da cui possono derivare
tensioni residue paragonabili a quelle di
snervamento. La contrazione del metallo
fuso, durante la solidificazione, è, infatti,
ostacolata dal metallo circostante più
freddo, con conseguente formazione di
tensioni [15].
Livelli importanti di tensioni residue
insorgono, in particolare, in seguito a
saldature di sezioni d’acciaio aventi
grande spessore. Cricche intercristalline
ed intergranulari da corrosione alla presenza di tensione, ad esempio, possono
riguardare zone saldate di serbatoi ed
oleodotti e sono dovute alle tensioni
residue prodotte dalla tecnica di costruzione ed alla presenza di elementi
aggressivi [26, 27]. Un altro problema
rilevante, associato ai processi di saldatura, è la formazione d’eterogeneità che
porta ad osservare spesso una struttura
dendritica ed un gradiente di composizione chimica.
Nell’ultimo decennio, vari metodi analitici e sperimentali sono stati sviluppati
per quantificare le tensioni residue nei
giunti saldati, perfezionando la conoscenza di: effetti della geometria del
componente, procedure di saldatura,
proprietà termiche e meccaniche, cambiamenti di fase e distribuzioni delle tensioni. Tale conoscenza ha condotto ad
uno studio più preciso sulla funzione
delle tensioni residue nei meccanismi di
rottura dei giunti saldati, al miglioramento delle tecniche coinvolte per
44
Riv. Ital. Saldatura - n. 1 - Gennaio / Febbraio 2009
Figura 2 - Geometria della diffrazione neutronica lungo le direzioni principali di un tubo.
ridurre le tensioni nelle zone sensibili e
alla preparazione di profili standardizzati
di tensione per calcolare l’accettabilità
dei difetti nelle strutture saldate [28-30].
Nelle applicazioni nucleari, ad esempio,
sono generalmente adottate tecniche raffinate di modellizzazione numerica
[31, 32] per riprodurre il processo di saldatura e lo sviluppo delle tensioni
residue durante lo stesso processo, dopo
il trattamento termico successivo alla
saldatura, in seguito a
test di prova ed in condizioni di funzionamento normali ed
anomale [33]. È essenziale, tuttavia, che la
modellizzazione
numerica, potente strumento per il calcolo
delle tensioni residue,
sia convalidata con
riferimento a risultati
sperimentali.
La fattibilità d’impiego
della diffrazione neutronica per determinare
le tensioni residue nei
giunti saldati è stata
largamente dimostrata
attraverso vari studi ed
esperimenti, riguardanti saldature di tubi e
piastre d’acciaio prima
e dopo trattamento
termico, parti d’acciaio
inossidabile AISI 304,
di lega d’alluminio e di
superleghe a base di nichel, saldature
alluminotermiche e Friction Stir
Welding [13]. Nella Figura 2 è indicata
la geometria rappresentativa della diffrazione neutronica lungo le direzioni principali di un tubo. La stessa figura mostra
com’è possibile ottenere anche la mappatura dei livelli iso-tensionali nell’area
saldata e nelle zone circostanti.
La Figura 3 mostra un tubo d’acciaio
posizionato presso un diffrattometro
Figura 3 - Tubo d’acciaio investigato
mediante diffrazione neutronica.
neutronico, mentre la Figura 4 riporta gli
andamenti delle tensioni residue tangenziali determinate mediante diffrazione
neutronica in un tubo d’acciaio ferritico
2.25Cr1Mo saldato ad arco, alla profondità di 5 mm sotto la superficie, prima e
dopo trattamento termico di rilassamento.
Altre possibili applicazioni industriali
della diffrazione neutronica, oltre alla
determinazione delle tensioni residue,
sono lo studio della tessitura cristallografica [34], delle micro-meccaniche e
delle cinetiche microstrutturali.
Un quesito chiave nell’applicazione
della diffrazione neutronica per l’investigazione di giunti saldati è la stima attendibile della distanza interplanare d 0 in
assenza di tensione. Il suo valore può
essere conseguito, dipendentemente dal
caso in esame, analizzando campioni di
materiale opportunamente preparati
[35]. La diffrazione neutronica, in conclusione, ha dimostrato di essere un
valido strumento sia per il miglioramento di nuovi processi di saldatura, sia
per l’ottimizzazione di tecniche più tradizionali. Lo stesso metodo permette
anche di convalidare i calcoli agli elementi finiti adottati per l’ottimizzazione
del processo di saldatura, di analizzare il
risultato di trasformazioni di fase durante
lo stesso processo e di studiare gli effetti
dei trattamenti termici post-saldatura.
Tensioni residue (MPa)
M. Rogante - Tecniche neutroniche per lo sviluppo dei metodi progettuali di saldatura
mm dalla saldatura
Figura 4 - Tensioni residue tangenziali determinate mediante diffrazione neutronica in un tubo
d’acciaio ferritico 2.25Cr1Mo saldato ad arco, alla profondità di 5 mm dalla superficie esterna,
prima e dopo trattamento termico di rilassamento.
4. Conclusioni
Il campo della saldabilità dei materiali
ha coinvolto, negli ultimi anni, una gran
mole di lavori, con l’intento di risolvere
numerose questioni standard presenti
nella realizzazione della saldatura.
L’ampliamento dell’investigazione si
rivela essenziale per sviluppare metodi
di progetto completi, ora non disponibili, con l’intento di eseguire corretta-
mente le saldature e migliorare le strategie per il prolungamento della vita di
componenti ed impianti.
Vari progetti sono stati eseguiti, considerando i possibili perfezionamenti verso
una migliore qualità della saldatura ed
una produzione più economica, ma tali
progetti non sono basati allo stesso
tempo su modelli di simulazione FEM e
su un completo database di investigazioni micro- e nano-strutturali di giunti
Bibliografia
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➠ segue
Riv. Ital. Saldatura - n. 1 - Gennaio / Febbraio 2009
45
M. Rogante - Tecniche neutroniche per lo sviluppo dei metodi progettuali di saldatura
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[16] Rogante M.: «Industrial applications of neutron techniques: a recent overview related to materials and components of
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Society for Materials and Tribology, Zagreb, Croatia (2003), pp. 235-241.
[17] Rogante M., Rosta L.: «Nanoscale characterisation by SANS and residual stresses determination by neutron diffraction
related to materials and components of technological interest», Proc. SPIE Vol. 5824 (2005), pp. 294-305.
[18] Broek D.: «Elementary engineering fracture mechanics», Leyden (1974) - russian transl. Vysshaya skola, p. 388 (1980).
[19] Wright K., Karlsson B.: «Topographic quantification of non-planar localized surfaces», Journal of Microscopy, 130,
(1983), pp. 37-51.
[20] Exner H.E., Fripan M.: «Quantitative assessment of three-dimensional roughness, anisotropy and angular distribution of
fracture surfaces by stereometry», Journal of Microscopy, 139 (1985), pp. 161-178.
[21] Underwood E.E., Banerji K.: «Fractography, Metals Handbook», ASM International, Materials Park, USA, 9th Edition, V.
12, (2000), pp. 211-215.
[22] Banerji K., Underwood E.E.: «Fracture Profile Analysis of Heat Treated 4340 Steel - Advances in Fracture Research»,
Proc. 6th Int. Conf. on Fracture, New Delhi, India, 1984, R. Knott, R. Dubey Eds.,V.2, S. (1984), pp.1371-1378.
[23] Underwood E.E., Banerji K.: «Fractals in Fractography», Mater. Sci. Eng., 180 (1986), pp. 1-14.
[24] Mandelbrot B.B.: «The Fractal Geometry of Nature», Freeman, San Francisco (1982), p. 502.
[25] Rogante M., Lebedev V.T., Kralj S., Rosta L., Török Gy.: «Neutron techniques for welding project methods development in
nuclear/traditional industrial application», Multidiscipline Modeling in Materials and Structures, Vol. 2, N. 4 (2006),
pp. 419-433.
[26] Rogante M., Battistella P., Cesari F.: «Hydrogen interaction and stress-corrosion in hydrocarbon storage vessels and pipelines weldings», International Journal of Hydrogen Energy, 31/5 (2006), pp. 597-601.
[27] Rogante M., Cesari F.G., Lebedev V.T.: «Defectoscopy and perspectives related to metallic materials adoptable in hydrogen storage pressure tanks production», NATO Security through Science Series, Vol. XLI (2007), pp. 135-144.
[28] Barthelemy J.Y.: «SINTAP Task 4. Compendium of residual stress profiles. Final report», Institut de Soudure (1999).
[29] «Guidance on methods for assessing the acceptability of flaws in fusion welded structures», Report BS 7910:1999, British
Standards Institution, 4th Draft after Public comments, April 1999.
[30] «Recommended practice for fitness-for-service», Report API Issue 12, September 1999 (Special Release).
[31] Smith S.D.: «A review of numerical modelling of fusion welding for the prediction of residual stresses and distortion»,
TWI Members Report 437/1991 (1991).
[32] Rogante M., Cesari F.G., Ferrari G., Battistella P.: «A simplified solution for the evaluation of residual weld stress»,
Welding International, Vol. 20, Issue 9 (2006), pp. 713-716.
[33] Leblond J.B., Devaux J.C., Saillard P.: «Elastic-plastic analysis of an under clad crack produced by reheat cracking in a
PWR vessel», Proc. 4th Int. Conf. on Numerical Methods in Fracture Mechanics (1987), pp. 781-793.
[34] Rogante M.: «Tessitura e proprietà dei materiali», Progettare, VNU Ed., Cinisello B. - Milano, Vol. 247 (2001), pp. 72-76.
[35] Rogante M.: «The stress-free reference sample: the problem of the determination of the interplanar distance d0», Physica
B: Condensed Matter, 276-278 (2000), 202-203.
saldati e materiali di base. Le “Applicazioni Industriali delle Tecniche Neutroniche®” rappresentano procedure chiave
tra i vari metodi sperimentali, in grado di
fornire informazioni a livello di scala
atomica, aiutando a testare, comprendere e, quindi, modificare le proprietà
dei materiali disponibili naturalmente e
46
Riv. Ital. Saldatura - n. 1 - Gennaio / Febbraio 2009
di quelli prodotti artificialmente attraverso le moderne tecnologie. L’applicabilità delle tecniche neutroniche è permanentemente in sviluppo: paragonate
agli altri metodi, esse offrono oggi un
progresso rilevante nella valutazione dei
giunti saldati e del loro comportamento
nella pratica.
Un programma sperimentale è stato
recentemente progettato dallo Studio
d’Ingegneria Rogante in collaborazione
con il Reattore di Ricerca di Budapest,
per determinare un nuovo metodo di
progetto della saldatura, basato non solo
su calcoli agli elementi finiti calibrati in
rapporto ai classici risultati sperimentali,
M. Rogante - Tecniche neutroniche per lo sviluppo dei metodi progettuali di saldatura
ma anche su parametri essenziali reali
direttamente collegati ad investigazioni
micro- e nano-strutturali di diversi giunti
saldati, materiali metallici e processi di
saldatura. Tra le tecniche considerate
sono comprese sia la diffrazione neutronica, sia la diffusione neutronica a
piccoli angoli, le quali sono abbinate ai
classici test ultrasonori, metallografici e
di durezza.
La caratterizzazione di tipi diversi di
giunti saldati prevista dal programma
rappresenta anche una base di dati molto
utile, consentendo uno sviluppo nanoscopico del criterio di sicurezza per prevedere i possibili processi di frattura nei
giunti. I risultati potrebbero essere
impiegati in una gamma molto vasta di
applicazioni industriali - in particolare,
nelle costruzioni navali, negli impianti
petroliferi, nucleari, nei settori automobilistico, aeronautico e della difesa, ed in
quello degli elettrodomestici. Il nuovo
metodo di progetto della saldatura ottenibile dovrebbe comprendere un’adeguata e completa capacità di qualificazione della saldatura ed essere pronto da
adottarsi nella guida di progetto per
giunti saldati e senza la necessità di successivi programmi d’investigazione
materiali.
Lo Studio d’Ingegneria Rogante
(www.roganteengineering.it) ha sviluppato, per le Applicazioni Industriali delle
Tecniche Neutroniche®, apposite procedure di misurazione e di trattamento dati
ed è fornitore di importanti industrie ed
Enti a livello internazionale. Lo stesso
Studio rappresenta un punto di riferimento per l’Industria italiana ed estera
riguardo alle Applicazioni Industriali
delle Tecniche Neutroniche® per l’analisi e la caratterizzazione di materiali e
componenti: la determinazione non
distruttiva delle tensioni residue interne
e sub-superficie, la caratterizzazione
della microstruttura per la stima di vita
residua, la radiografia neutronica per lo
studio di processi all’interno del componente, la misurazione non distruttiva
degli elementi costitutivi [13].
Massimo ROGANTE, laureato in Ingegneria Meccanica (Università di Ancona, 1984), Dottore di Ricerca in Ingegneria
Nucleare (Università di Bologna, 1999), membro italiano del Comitato Scientifico del Reattore Nucleare di Budapest e Direttore
dello Studio d'Ingegneria Rogante (Civitanova Marche, www.roganteengineering.it). Lo stesso Studio è punto di riferimento in
Italia per le Applicazioni Industriali delle Tecniche Neutroniche® comprendenti analisi delle tensioni residue, caratterizzazione
di materiali a livello microstrutturale e radiografia neutronica, ed è fornitore qualificato di importanti aziende in campo
nazionale. Nel Giugno 2008 ha organizzato il 1° Workshop Nazionale per l’Industria Italiana “Applicazioni Industriali delle
Tecniche Neutroniche®” AITN2008 (www.roganteengineering.it/aitn2008.html).
Riv. Ital. Saldatura - n. 1 - Gennaio / Febbraio 2009
47
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Evoluzione della normativa nella
qualificazione e nella certificazione del
personale e delle procedure di saldatura e
taglio con sorgenti laser
M. Murgia *
L. Timossi *
Sommario / Summary
Nel campo dei processi speciali, tra i quali i processi di saldatura occupano storicamente uno degli esempi di maggiore
rilievo, la saldatura ed il taglio laser sono certamente tra le
tecnologie che spiccano maggiormente per contenuto innovativo e potenziale per applicazioni industriali, anche considerati in sinergia con tradizionali processi di saldatura ad arco,
come ad esempio il MIG.
D'altra parte, essi si differenziano nettamente rispetto ai processi ad arco per le loro specificità tecnologiche, con particolare riferimento alle modalità adottate per la qualificazione
del personale e dei processi.
L'obiettivo fondamentale di questo articolo è l'analisi dello
stato dell'arte delle attività di normazione, con particolare
riferimento alla qualificazione del personale e dei processi in
accordo alla normativa europea.
In the field of the so called special processes, where the
welding processes are historically one of the most relevant
example, laser welding and cutting are certainly among the
*
technologies outstanding for their innovating content and
industrial potential, also in synergy with traditional arc
welding processes, as for instance the MIG.
On the other hand, they differ clearly to the arc processes due
to their technological peculiarities, with special reference to
the approach adopted for the personnel and the process qualification.
The main target of this article is the analysis of the state-of–
the art of the standardisation activities, with special focus on
the personnel and the process qualification in accordance
with the European standards.
Keywords:
CO 2 lasers; development; Europe; laser cutting; laser
welding; personnel qualification; pressure equipment directive; process qualification; standards; UNI EN ISO; YAG
lasers.
Istituto Italiano della Saldatura - Genova.
Riv. Ital. Saldatura - n. 1 - Gennaio / Febbraio 2009
49
M. Murgia e L.Timossi - Evoluzione della normativa nella qualificazione e nella certificazione del personale, ecc.
1. Specificazione e qualificazione
delle procedure di saldatura laser
L’argomento della qualificazione delle
procedure di saldatura è stato affrontato
dal CEN TC 121 (“Welding”) che ha elaborato una specifica norma, emessa
come UNI EN ISO 15614-11 - “Specification and qualification of welding procedures for metallic materials - Welding
procedure test - Part 11: Electron and
laser beam welding”.
Tra le varie modalità possibili per la qualificazione delle procedure, tale documento fornisce una guida per il percorso
più convenzionale, che prevede cioè
l’esecuzione di opportuni saggi di prova.
1.1 Welding procedure specification
Secondo lo schema già da tempo applicato per i processi con arco elettrico, la
procedura di qualificazione è basata sulla
presenza di una pWPS, una WPS preliminare, che deve essere redatta in accordo
alla norma UNI EN ISO 15609-4; in particolare, i dati che devono essere specificati nella pWPS (comprensivi di intervalli di validità e tolleranze, quando
previsti dal costruttore) sono i seguenti:
• il riferimento al processo di saldatura
(52 secondo la UNI EN ISO 4063);
• i dati caratteristici del costruttore
(ragione sociale, identificazione
WPS, il riferimento alla WPQR);
• l’identificazione dell’impianto utilizzato;
• la tipologia di sorgente (ad esempio,
YAG o CO2);
• la sua potenza nominale;
• le modalità di funzionamento (continuo o pulsato);
• il numero di teste;
• i valori numerici dei seguenti parametri:
- divergenza del fascio
- lunghezza d’onda
- polarizzazione ed orientazione del
fascio
• le caratteristiche ottiche:
- il metodo di trasmissione (fibre,
specchi, ecc.)
50
Riv. Ital. Saldatura - n. 1 - Gennaio / Febbraio 2009
•
•
•
•
•
•
•
•
•
•
- la distanza tra la sorgente ed il
sistema di focalizzazione (se previsto)
- il diametro del fascio in ingresso
nel sistema di focalizzazione
- la distanza focale
- la dimensione della macchia
focale ed il sistema di misurazione
- il sistema di protezione del fascio
il sistema di soppressione del gas
plasma, la tipologia del gas di protezione;
le caratteristiche di alimentazione del
materiale d’apporto (se previsto);
caratteristiche, classificazione e
dimensioni del materiale base;
caratteristiche, dimensioni, classificazione del materiale d’apporto (se previsto);
forma del giunto, posizione di saldatura;
sistemi di bloccaggio dei pezzi,
backing (se previsto);
protezione gassosa al rovescio (se
prevista);
sequenza delle passate e tecnica di
saldatura;
parametri di saldatura:
- F- number (rapporto lunghezza
focale nominale e diametro del
fascio) per laser CO2
- parametri della pulsazione (se presente)
- rampa di salita in potenza
- caratteristiche delle passate di
tacking
- oscillazione del fascio
- angoli di inclinazione del fascio
- velocità di avanzamento (caratteristiche delle rampe, se previste)
pre e postriscaldi.
1.2 Welding procedure test
Un aspetto innovativo della norma è non
prestabilire requisiti di qualità per il
giunto ma demandare al progettista la
definizione di opportuni criteri di accettabilità, da esplicitare in funzione dei
livelli di qualità previsti dalle norme
UNI EN ISO 13919-1 (acciai) oppure
UNI EN ISO 13919-2 (alluminio e sue
leghe).
Le tipologie di saggio previste dalla
norma sono cinque:
• giunto testa a testa tra lamiere;
• giunti testa a testa tra tubi (o altri
corpi cilindrici);
• innesto tra tubo e lamiera;
• giunto di testa tra lamiere;
• giunto testa a testa a sovrapposizione
(Fig. 1).
1.3 Esami e prove sui saggi saldati
Come anticipato, la norma non stabilisce
di per sé uno schema rigido per i livelli
di qualità delle giunzioni quanto una
guida per l’estensione di esami e prove,
una volta stabilito il livello di qualità di
riferimento da parte del progettista.
Si tratta di un approccio molto moderno,
in linea con le attuali tendenze normative europee, che può sicuramente
sposare le esigenze di costruttori di
medie o grandi dimensioni; qualche difficoltà può invece insorgere presso quei
costruttori di dimensioni minori o non in
possesso, per lo specifico settore industriale, di requisiti di qualità dei giunti
prestabiliti, per i quali si potrà rendere
necessaria una adeguata assistenza
tecnica. Gli schemi proposti per l’esecuzione di esami non distruttivi e prove
meccaniche sono tre, quanti i livelli di
qualità previsti dalle già citate norme
UNI EN ISO 13919-1 (acciai) oppure
UNI EN ISO 13919-2 (alluminio e sue
leghe).
In termini progettuali, potrebbe risultare
interessante (per quanto non previsto
dalla norma) applicare livelli di qualità
Figura 1 - Giunto a sovrapposizione secondo UNI EN ISO 15614-11.
M. Murgia e L.Timossi - Evoluzione della normativa nella qualificazione e nella certificazione del personale, ecc.
TABELLA I - Estensione degli esami e delle prove per livello di qualità B.
diversi a tipologie di difetto differenti, in funzione di specifiche condizioni di esercizio.
Il dettaglio (relativamente al livello
di qualità B) è contenuto nella
Tabella I.
È quasi superfluo ricordare che
prove non distruttive e prove meccaniche devono essere condotte in
accordo alle rispettive norme metodologiche EN (oppure EN ISO).
1.4 Campo di validità della
qualificazione
Questo specifico punto non presenta
sostanziali innovazioni rispetto alle
normative già applicate per altri
processi; è specificato, secondo l’attuale approccio EN, che la qualificazione di una determinata WPS
deve ritenersi valida quando la
stessa venga utilizzata sotto il controllo tecnico e della qualità dello
stesso costruttore.
1.4.1 Impianto di saldatura
La qualificazione risulta limitata
allo specifico tipo di impianto utilizzato per le prove.
Nel caso se ne voglia estendere la
validità ad impianti similari in uso
presso il costruttore, la qualificazione dovrà essere integrata da
prove specifiche.
1.4.2 Sistemi di posizionamento e
fissaggio dei pezzi
Rappresentano una variabile essenziale, a tutti gli effetti, e delimitano
il campo di validità; cambiandoli,
cessa la validità della qualificazione.
TABELLA II - Campi di validità degli spessori.
Depth of
penetration
Acceptance
level B
Acceptance
level C
Acceptance
level D
s<5
t ± 20%
t ± 25%
t ± 30%
5 ≤ s ≤ 25
t ± 15%
t ± 20%
t ± 25%
s > 25
t ± 10%
t ± 15%
t ± 20%
1.4.3 Materiali base
La validità è limitata a materiali
dello stesso grado di quelli adoperati per le prove; di fa tto, va le
il principio del raggruppamento
dei materiali in gruppi, già collaudato con le norme della serie
UNI EN 288, reso poi univoco per
le norme europee impiegate per la
qualificazione dei procedimenti e
dei saldatori/operatori mediante
l’impiego del CEN ISO/TR 15608.
1.4.4 Caratteristiche dimensionali
Relativamente allo spessore ed alla
profondità della penetrazione, il
Riv. Ital. Saldatura - n. 1 - Gennaio / Febbraio 2009
51
M. Murgia e L.Timossi - Evoluzione della normativa nella qualificazione e nella certificazione del personale, ecc.
Figura 2 - Riferimenti per la qualificazione del personale.
campo degli spessori qualificati viene
espresso in funzione del livello di qualità
del giunto indicato dal progettista,
secondo la Tabella II.
Per quanto concerne invece i diametri
qualificati, il principio è molto semplice:
il campo di validità riguarda i diametri
≥ 0.75 D, essendo D il diametro del
saggio di prova.
3. Qualificazione del personale
1.4.5 Altre condizioni di validità
Ulteriori restrizioni sono previste, come
sinteticamente di seguito specificato:
• posizione di saldatura (è qualificata
solo quella relativa al saggio di
prova);
• presenza di supporti al rovescio;
• caratteristiche (classificazione e
dimensioni) del materiale d’apporto;
• parametri di saldatura (internamente
a range e tolleranze previsti dal
costruttore);
• numero e sequenza delle passate;
• preriscaldi, PWHT.
Per quanto concerne il personale
addetto al processo, a vari livelli, la situazione non appare differente a quella relativa ad altri processi di saldatura; si può
dire, piuttosto, che è certamente meno
diffusa la tendenza alla qualificazione
del personale, forse anche per una scarsa
conoscenza dei riferimenti applicabili.
Come peraltro nel caso delle procedure,
anche per il personale la qualificazione è
supportata da documenti di carattere
volontario, che riguardano fondamentalmente due categorie di Figure Professionali (Fig. 2).
informativo, è resa esplicita l’applicabilità della norma stessa ai fini della Direttiva PED (97/23/CE), con particolare
riferimento all’Annex I, punto 3.1.2
(requisiti essenziali di sicurezza - giunzioni permanenti).
La norma rapidamente descritta si
propone come classica norma armonizzata EN; nell’Annex ZB, di carattere
3.1 Qualificazione degli operatori del
processo (norma UNI EN 1418)
La norma è relativamente diffusa in
ambito nazionale ed europeo, in quanto
tratta tutti i processi di saldatura per
fusione, compresa la saldatura a resistenza.
3.2 Qualificazione del personale
tecnico di coordinamento
(Doc. EWF 494-01)
Per queste Figure Professionali l’European Welding Federation (EWF) ha predisposto una specifica linea guida, con
criteri analoghi a quelli utilizzati per i
Welding Engineer, Technologist e Specialist. Anche per il processo laser sono
previste tre tipologie di Figura Professionale, cui corrispondono, di fatto, differenti livelli di scolarità per l’accesso ai
corsi di formazione e programmi didattici differenti per qualità e livello di
approfondimento degli argomenti.
Requisiti di scolarità
Livello della Figura Professionale
Durata del corso
2. Applicabilità della norma ai
fini della Direttiva 97/23/CE
Figura 3 - Le Figure Professionali di coordinamento.
52
Di fatto, sono proposti quattro modi per
effettuare l’approvazione degli operatori:
• l’esecuzione di saggi di prova;
• l’esecuzione di test di pre-produzione
o di produzione;
• l’impiego di saggi di produzione
campionati;
• il superamento di test funzionali
sull’apparecchiatura.
L’approvazione conseguita è soggetta a
restrizioni sull’impianto utilizzato e
deve essere rinnovata ogni due anni, con
modalità similari (per quanto non identiche) a quelle utilizzate per la qualificazione dei saldatori propriamente detti.
Riv. Ital. Saldatura - n. 1 - Gennaio / Febbraio 2009
M. Murgia e L.Timossi - Evoluzione della normativa nella qualificazione e nella certificazione del personale, ecc.
3.2.1 Corsi di formazione
I corsi di formazione hanno carattere
teorico pratico, secondo le durate riportate nella Figura 3.
Al loro interno, seppure con differenze
nel livello di approfondimento degli
argomenti e nella scelta degli argomenti
stessi, sono trattate le seguenti cinque
materie fondamentali:
• il processo di saldatura laser e le relative attrezzature;
• metallurgia e saldabilità dei materiali
con processo laser;
• progettazione e calcolo di giunti
saldati;
• fabbricazione ed applicazioni industriali del processo laser.
La parte pratica, invece, prevede l’esecuzione di prove sperimentali sugli
impianti, i cui contenuti devono essere
sintetizzati dagli allievi mediante un
report scritto, successivamente valutato
con lo staff dei docenti.
Al termine delle lezioni, un’apposita
Commissione Esaminatrice conduce gli
esami, di carattere teorico, al superamento dei quali è possibile conseguire il
Diploma al livello di competenza.
Trattandosi di un vero e proprio titolo di
studio, il Diploma non prevede scadenza
e non è quindi soggetto a rinnovi periodici. La sua validità è estesa a tutti i
paesi appartenenti all’European Welding
Federation. Per quanto si tratti di un percorso di qualificazione su base volontaria, è possibile affermare che questo tipo
di Figura Professionale risulta particolarmente indicata presso quei costruttori
per i quali il laser rappresenta un processo di fabbricazione fondamentale,
dato che i Welding Coordinators, che
pure posseggono un Diploma da EWE,
EWT o EWS, non hanno una conoscenza specifica così approfondita.
4. Conclusioni
Il processo di saldatura laser, per quanto
di diffusione più limitata rispetto ai convenzionali processi di saldatura per
fusione con arco elettrico, può essere
oggi gestito con strumenti normativi
specifici, sia per quanto riguarda la qua-
lificazione delle procedure che quella
del personale, a vari livelli.
In particolare, sono ormai state definite
in ambito europeo le norme fondamentali per procedure ed operatori di
saldatura, correlate dalle fondamentali
normative di supporto per prove
non distruttive, distruttive e livelli di
qualità.
Anche per le Figure di Coordinamento il
costruttore può disporre, su base volontaria o in funzione di specifici requisiti
contrattuali, di tre distinti livelli (l’Engineer, il Technologist, lo Specialist).
Riferimenti normativi
−
−
−
−
−
−
−
−
UNI EN 1418:1999 - Welding personnel - Approval testing of welding operators for fusion welding and resistance weld setters for fully mechanized and
automatic welding of metallic materials.
UNI EN 12584:2001 - Imperfections in oxyfuel flame cuts, laser beam cuts
and plasma cuts - Terminology.
UNI EN ISO 15609-4:2006 - Specification and qualification of welding procedures for metallic materials - Welding procedure specification - Part 4:
Laser beam welding.
UNI EN ISO 15614-11:2003 - Specification and qualification of welding procedures for metallic materials - Welding procedure test - Part 11: Electron and
laser beam welding.
UNI EN ISO 13919-1:1997 - Welding - Electrons and laser beam welded
joints - Guidance on quality levels for imperfections - Part 1: Steel.
UNI EN ISO 13919-2:2005 - Welding - Electron and laser beam welded
joints - Guidance on quality levels for imperfections - Part 2: Aluminium and
its weldable alloys.
Doc. EWF 494-01 - Special courses in Laser Welding (Engineer, Technologist and Specialist levels).
CEN ISO/TR 15608:2005 - Welding - Guidelines for a metallic materials
grouping system.
Michele MURGIA, laureato in Ingegneria Meccanica presso la Facoltà di Ingegneria dell’Università di Genova nel 1991, è
entrato all’Istituto Italiano della Saldatura nel 1992 ed ha maturato esperienza nel settore della formazione e dell’assistenza
tecnica, con particolare riguardo ai controlli non distruttivi e alla saldatura di materiali termoplastici e compositi. È certificato
European / International Welding Engineer, European Welding Inspection Engineer / International Welding Inspector
Comprehensive, Livello 3 EN 473. È membro del Comitato “Plastic Welding” dell’EWF (European Welding Federation) e
Convenor del CEN TC 249 WG 16 “Thermoplastics Welding”. Dal 2001 è membro del Group A “Education, training and
qualification” dello IAB (International Authorisation Board) dell’IIW (International Institute of Welding). Responsabile
dell’Area saldatura materie plastiche dell’IIS nel 1994, dell’Area corsi teorici nel 1996, attualmente ricopre il ruolo di
Responsabile dell’intera Divisione Formazione ed Insegnamento dell’Istituto Italiano della Saldatura.
Luca TIMOSSI, laureato in Ingegneria Meccanica presso la Facoltà di Ingegneria dell’Università di Genova nel 1986, è entrato
all’Istituto Italiano della Saldatura nel 1987 impegnandosi nella formazione e nell’assistenza tecnica, con particolare riguardo
al campo della fabbricazione e montaggio delle strutture metalliche di carpenteria. Nel 1995 viene incaricato di aprire e
sviluppare, in qualità di Responsabile, prima la Sede Distaccata Veneta dell’IIS e successivamente quella Lombarda. Dal 2001 è
Responsabile della Divisione Certificazione dell’IIS, cui competono le attività di certificazione di sistemi, procedure, personale e
prodotti. È certificato European / International Welding Engineer, European Welding Inspection Engineer / International
Welding Inspector Comprehensive, Livello 3 EN 473. Oltre ad essere Membro di alcuni Comitati Tecnici nazionali (UNI) ed
internazionali (CEN, EWF, IIW), è attualmente “Chief Executive” dell’ANB (Authorized National Body) italiana per la qualificazione e la certificazione delle Figure Professionali di Saldatura secondo gli schemi internazionale / europeo dell’IIW / EWF.
Riv. Ital. Saldatura - n. 1 - Gennaio / Febbraio 2009
53
Pubblicazioni IIS
Metallurgia e saldabilità degli acciai bonificati,
a medio ed alto carbonio
Indice
Capitolo 1 METALLURGIA E SALDABILITÀ DEGLI ACCIAI
BONIFICATI: Generalità; Metallurgia; Normativa di riferimento e
denominazioni commerciali (normativa di riferimento, designazioni
commerciali); Saldabilità (principi generali di saldabilità, criccabilità
a caldo, criccabilità a freddo, rottura fragile); Procedimenti di saldatura; Materiali d'apporto; Saldature eterogenee.
Capitolo 2 METALLURGIA E SALDABILITÀ DEGLI ACCIAI A
MEDIO ED ALTO CARBONIO: Generalità; Normativa di riferimento; Saldabilità (generalità, criccabilità a caldo, criccabilità a
freddo); Procedimenti di saldatura; Materiali d'apporto.
2008, 24 pagine, Codice: 101114, Prezzo: € 40,00
Soci IIS - Membri IIS Club, Prezzo: € 32,00
ISTITUTO ITALIANO
DELLA SALDATURA
Divisione PRN
Maura Rodella
Lungobisagno Istria, 15
16141 GENOVA
Tel. 010 8341385
Fax 010 8367780
Email: [email protected]
www.weldinglibrary.com
www.iis.it
La resistenza a fatica delle strutture
saldate secondo gli Eurocodici
B. Atzori *
G. Meneghetti *
M. Ricotta *
Sommario / Summary
Le norme italiane CNR UNI 10011 ed UNI 8634, che
guidano la progettazione delle strutture di acciaio e di alluminio rispettivamente, sono state sostituite con le norme
europee, chiamate EN 1993 - Eurocodice 3 per gli acciai ed
EN 1999 - Eurocodice 9 per le strutture in lega leggera.
Sebbene le due norme europee presentino i dati di resistenza
a fatica in modo simile, facendo riferimento a curve standard,
nel caso delle leghe leggere non si è riusciti a standardizzare
la pendenza delle curve S-N, come invece è stato fatto nel
caso degli acciai. Nel presente lavoro verranno brevemente
illustrati i contenuti dell’Eurocodice 3 e dell’Eurocodice 9
per quanto riguarda la progettazione a fatica e ne verranno poi
evidenziate analogie e discordanze. Infine, si evidenzia come
i notevoli sviluppi teorici degli ultimi 20 anni potrebbero contribuire a migliorare entrambe le norme, rendendole più
vicine e congruenti tra loro ed in definitiva di più semplice
applicazione.
The Italian standards CNR UNI 10011 and UNI 8634 dealing
with the design of steel and aluminium alloy structures have
*
been substituted by Eurocode 3 (EN 1993) and Eurocode 9
(EN 1999), respectively. Although the fatigue strength data
are presented in a similar fashion for the two European standards, in the case of Eurocode 9 the slope of the fatigue
curves is not constant for different detail categories, differently from the case of steel structures. In the present work the
methodologies for fatigue design following EN 1993 and EN
1999 standards are presented and analysed. Finally, the possibility to improve both the Eurocodes is considered, by using
the approaches presented in the literature in the last 20 years.
Keywords:
Aluminium alloys; CEN; comparisons; design; Europe;
fatigue cracks; standards; steels; welded joints.
Dipartimento di Ingegneria Meccanica - Università di Padova.
Riv. Ital. Saldatura - n. 1 - Gennaio / Febbraio 2009
55
B. Atzori et al. - La resistenza a fatica delle strutture saldate secondo gli Eurocodici
TABELLA I - Eurocodici.
EN 1991: Eurocodice 1. Basi di calcolo ed azioni sulle strutture.
EN 1992: Eurocodice 2. Progettazione delle strutture in calcestruzzo.
EN 1993: Eurocodice 3. Progettazione delle strutture in acciaio.
EN 1994: Eurocodice 4. Progettazione delle strutture miste acciaio-calcestruzzo.
EN 1995: Eurocodice 5. Progettazione delle strutture in legno.
Introduzione
EN 1996: Eurocodice 6. Progettazione delle strutture in muratura.
EN 1997: Eurocodice 7. Progettazione geotecnica.
56
Riv. Ital. Saldatura - n. 1 - Gennaio / Febbraio 2009
EN 1998: Eurocodice 8. Indicazioni progettuali per la resistenza sismica delle strutture.
EN 1999: Eurocodice 9. Progettazione delle strutture in alluminio.
precedenti) e sono in fase di costituzione
le Commissioni per il mantenimento e
l’aggiornamento dei documenti definitivi.
Gli Eurocodici sono nove, tutti individuati, nella loro forma definitiva, dalla
sigla EN seguita da quattro cifre: le
prime tre (199) uguali per tutti e la
quarta costituita dal numero dell’Eurocodice (Tab. I). Ciascun Eurocodice è
poi ulteriormente suddiviso in parti e
sottoparti.
La numerazione di molte parti è stata
modificata nel passaggio da ENV a EN,
causando non poche confusioni. Per
quanto riguarda le parti relative alla progettazione a fatica, di cui ci si occuperà
in questa nota, esse hanno rispettivamente i codici EN 1993-1-9 per gli
acciai (Eurocodice 3) [4] e EN 1999-1-3
per le leghe leggere (Eurocodice 9) [5].
L’Eurocodice 3 ha sostituito la
CNR UNI 10011, a partire dal 2004,
come UNI EN 1993. L’Eurocodice 9
dovrebbe sostituire entro il 2008 la UNI
8634, come UNI EN 1999.
N e l s eg u i t o ve r r a n n o b r eve m e n t e
illustrati i contenuti dell’Eurocodice 3 e
dell’Eurocodice 9 per quanto riguarda
la progettazione a fatica e ne verranno
poi evidenziate analogie e discordanze.
Infine viene analizzato brevemente
l’approccio “hot spot”, considerato
da entrambe le norme come metodo
alternativo a quello basato sulle tensioni
nominali, evidenziandone alcuni limiti.
Norma EN 1993-1-9 (acciai)
Per le strutture in acciaio, la norma presenta 14 curve standard espresse in tensione nominale per componenti caratterizzati da un range di tensione normale
(direct stress range Δσ R) e 2 curve per
range di tensione nominale tangenziale
1000
ΔσR [MPa]
Tutte le prescrizioni sulle costruzioni,
nelle quali è implicata la sicurezza delle
persone, in Italia sono state messe a
punto, in passato, dal Ministero dei
Lavori Pubblici, oggi Ministero delle
Infrastrutture. Per l’emissione dei vari
decreti che, nell’ambito della Legge
1086 del 5 Novembre 1971, governano
le diverse tipologie di costruzioni e le
diverse problematiche connesse alle
Costruzioni civili, il Ministero si è
sempre avvalso del supporto tecnicoscientifico del CNR, che operava con
alcune Commissioni Normative sulle
Costruzioni, o di altri organismi [1]. In
particolare, la Commissione Acciaio del
CNR ha pubblicato nel 1985, come bollettino CNR, delle Istruzioni per il
calcolo, l’esecuzione e la manutenzione
delle strutture di acciaio, recepite nel
1988 come norma CNR UNI 10011 [2],
in sostituzione di una precedente
analoga normativa, mentre la Commissione XIII dell’UNIMET (Strutture di
alluminio) ha elaborato, nel 1980, delle
analoghe Istruzioni per le strutture
in lega leggera, recepite come norma
UNI 8634 nel 1985 [3]. Entrambe queste
norme sono state abitualmente utilizzate
in ambito ben più ampio di quello previsto dalla citata Legge 1086.
A partire dal 1991 hanno incominciato
ad affiancarsi alle normative nazionali
esistenti gli Eurocodici, sviluppati da
apposite Commissioni internazionali
costituite da esperti designati e nominati
dalla Comunità Europea. Inizialmente
gli Eurocodici sono stati pubblicati in
forma provvisoria (ENV) e si sono
affiancati alle normative nazionali, interrompendo, con la loro comparsa, il
periodico aggiornamento di queste
ultime. Attualmente è in fase di svolgimento il processo di trasformazione in
documenti definitivi (EN), che hanno
sostituito, o dovrebbero sostituire, le
normative nazionali. Essi sono stati elaborati da nuove Commissioni (individuate e nominate con criteri diversi dai
100
10
1.Ε+04
1.Ε+05
1.Ε+06
1.Ε+07
1.Ε+08
1.Ε+09
Figura 1 - Curve di fatica standard per strutture in acciaio nel caso di categorie caratterizzate
da range di tensione normale, secondo EN 1993-1-9.
B. Atzori et al. - La resistenza a fatica delle strutture saldate secondo gli Eurocodici
ΔσR ⋅ NR = ΔσC ⋅ NC
per m = 3 ed N ≤ 5 ⋅ 106
(1)
ΔτRm ⋅ NR = ΔτCm ⋅ NC
per m = 5 ed N ≤ 108
(2)
m
m
1000
ΔτR [MPa]
(shear stress range ΔτR), per un totale di
96 particolari strutturali.
Come riportato nella Figura 1, le curve
di fatica valgono per numero di cicli N
compreso tra 104 e 108 cicli (quindi solo
nel tratto di vita a termine). Quelle per
componenti caratterizzati da un range di
tensione nominale di trazione presentano due tratti a pendenze diverse: il
primo tratto a pendenza m=3 ed il
secondo, che tiene conto della riduzione
del limite di fatica per ampiezza di
tensione va riabile, con pendenza
m’=5 (secondo la semplice relazione
m’=2m-1, comunemente indicata in letteratura). La pendenza delle curve è
indipendente dalla geometria del particolare strutturale considerato. Nelle
curve si possono distinguere tre punti
caratteristici: il punto C utilizzato per
definire la classe del giunto, individuato
dalle coordinate (N C; Δσ C), il punto D
(N D ; Δσ D ) ed il punto L (N L ; Δσ L ).
Δσ D rappresenta il limite di fatica nel
caso di fatica ad ampiezza di tensione
costante. Nel caso in cui i carichi ciclici
cui è sottoposto il particolare costruttivo
in esame presentino un’ampiezza di tensione variabile, la curva di fatica da considerare va prolungata con pendenza
m=5 oltre il punto D, fino ad arrivare al
punto L. Quest’ultimo individua il limite
superiore dei range di tensione che
possono essere trascurati nel conteggio
dei cicli, poiché range di tensione inferiori a ΔσL sono considerati non danneggianti.
Si noti che i valori NC, ND ed NL restano
costanti al variare della tipologia di
giunto considerata.
Per i dettagli costruttivi caratterizzati da
un range di tensione nominale tangenziale (ΔτR), le due curve hanno pendenza
unica in tutto il tratto della vita a termine
e pari a m=5, come riportato nella
Figura 2.
Nella norma sono riportate le equazioni
che consentono di determinare la resistenza a fatica ΔσR(ΔτR) o il numero di
cicli a rottura N R sia nel caso di
ampiezza di tensione costante (Eq. 1,
Eq. 2) sia nel caso di ampiezza di tensione variabile.
100
10
1.Ε+04
1.Ε+05
1.Ε+06
1.Ε+07
1.Ε+08
1.Ε+09
Figura 2 - Curve di fatica standard per strutture in acciaio nel caso di categorie caratterizzate
da range di tensioni nominali tangenziali, secondo EN 1993-1-9.
Nota la categoria, è immediato determinare il limite di fatica ad ampiezza di
tensione costante Δσ D , considerando
l’Eq. 3:
ΔσCm ⋅ NC = ΔσDm ⋅ ND
(3)
dove m = 3, N C = 2 ⋅ 10 6 e N D = 5 ⋅ 10 6,
dalla quale si ottiene l’equazione riportata nell’Eurocodice 3 (Eq. 4):
(4)
e analogamente, ricordando che per i
dettagli costruttivi caratterizzati da un
range di tensione nominale tangenziale
Δ τ R , m = 5 fino a N = 10 8 cicli, si
ottiene:
(5)
Nel caso di ampiezza di tensione
variabile, per numeri di cicli inferiori
a 5·10 6 si utilizza l’Eq. 1, mentre per
5·10 6 ≤ N ≤ 10 8 , considerando che
m = 5, si può facilmente determinare
ΔσL (cut-off limit) con l’Eq. 6:
(6)
La norma in esame a pag. 6, § 1.1
afferma che le curve tengono conto di
effetti penalizzanti la resistenza a fatica
dovuti sia al materiale (come ad esempio
la presenza di difetti) sia al procedi-
mento tecnologico di fabbricazione
(come le elevate tensioni residue nel
caso dei giunti saldati). Nel caso in cui il
dettaglio strutturale sia non saldato
oppure sia un giunto saldato che è stato
disteso e che lavori con una parte del
ciclo di fatica in compressione, la norma
prevede al § 7.2.1 -Non-welded or
stress-relieved welded details in compression - di modificare la resistenza a
fatica della categoria in esame.
La norma prevede di considerare, infatti,
l’effetto della tensione media sulla resistenza a fatica modificando opportunamente non la categoria (come, invece, è
proposto nel caso delle strutture in lega
di alluminio), ma il valore del range di
tensione agente sul giunto in esame.
Il range di tensione effettivo si calcola,
quindi, secondo l’Eq. 7:
Δσ = | σmax | + 0.6⋅ | σmin | .
(7)
Diverso, invece, l’approccio seguito per
tener conto dell’effetto scala. In questo
caso, infatti, si deve modificare il valore
di Δσ C mediante un coefficiente, indicato con ks, minore di uno, che permette
di diminuire la categoria del dettaglio
strutturale in esame, secondo l’Eq. 8:
ΔσC,red = ks ⋅ ΔσC .
(8)
L’effetto scala è preso in considerazione
per i giunti saldati di testa quando lo
spessore sia superiore a 25 mm, per i
quali il valore del coefficiente k s vale
(25/t)0.2.
Riv. Ital. Saldatura - n. 1 - Gennaio / Febbraio 2009
57
B. Atzori et al. - La resistenza a fatica delle strutture saldate secondo gli Eurocodici
L’influenza dello spessore è, invece,
considerata diversamente per i cordoni
d’angolo, fornendo valori di ΔσC diversi
per intervalli di spessori del piatto principale e/o di quello trasversale, come
verrà discusso più avanti.
Non è previsto, invece, l’effetto dello
spessore del piatto principale caricato
nel caso di cordoni d’angolo non portanti ed attacchi longitudinali.
La possibilità di utilizzare approcci di
tipo “hot spot”, infine, è prevista nell’Allegato B (Annex B), che fornisce
7 categorie di riferimento, riportate nella
Figura 3, senza però dare alcuna indicazione esplicita su questo tipo di approccio, diversamente da quanto fatto,
invece, nell’Eurocodice 9, come verrà
illustrato in seguito.
Norma EN 1999-1-3 (leghe
leggere)
Anche nel caso delle leghe leggere, i dati
di resistenza a fatica sono presentati
facendo riferimento a delle curve standard, simili a quelle viste nel caso delle
strutture in acciaio. La forma generale
della curva standard per le leghe d’alluminio è riportata nella Figura 4.
Il punto C, utilizzato per definire la categoria del dettaglio costruttivo, il punto D
ed il punto L hanno concettualmente lo
stesso significato in entrambe le norme e
si trovano allo stesso numero di cicli.
Anche in questo caso, N C , N D ed N L
Figura 3 - Categorie di riferimento per l'approccio “hot spot” secondo EN 1993-1-9.
TABELLA II - Valori standard di ΔσC [MPa], secondo EN 1999-1-3.
140, 125, 112, 100, 90, 80, 71, 63, 56, 50, 45, 40, 36, 32, 28, 25, 23, 20, 18, 16, 14, 12
a - fatigue strength curve; b - reference fatigue strength;
c - constant amplitude fatigue limit; d - cut-off limit
Figura 4 - Curva di fatica standard generale
per leghe di alluminio, secondo EN 1999-1-3.
58
Riv. Ital. Saldatura - n. 1 - Gennaio / Febbraio 2009
restano costanti al
variare della tipologia di giunto considerata. Le curve
valgono per un
numero di cicli
compreso tra 10 5 e
10 8 : nella norma,
infatti, si fa notare
che per N ≤ 10 5, le
curve standard
possono essere
troppo conservative. A tal fine si
rimanda all’Allegato F (Annex F)
per la stima della
resistenza nel caso
di fatica oligociclica. Da notare che
questo aspetto non
è menzionato nel caso delle strutture in
acciaio.
Diversamente da quanto visto nel caso
delle strutture in acciaio, per le leghe di
alluminio i valori della pendenza m1 (e
conseguentemente m2) dipendono dalla
categoria considerata. Per le leghe
leggere la relazione tra m 1 ed m 2 è la
stessa vista per gli acciai (m 2= m 1+2),
tranne per il caso del materiale base e dei
giunti bullonati per i quali m2 = m1.
I valori standardizzati di ΔσC, riportati
nella Tabella II (Tabella 6.1 della norma
europea), sono 22 (14 per le strutture in
acciaio). Ad essi sono stati ricondotti
(per approssimazione) i dati ottenuti, per
ciascuno dei particolari strutturali, considerando il valore medio dei dati sperimentali meno due deviazioni standard e
quindi fanno riferimento ad una probabilità di sopravvivenza del 97.7%. Nella
B. Atzori et al. - La resistenza a fatica delle strutture saldate secondo gli Eurocodici
norma, inoltre, è esplicitamente affermato che i dati sperimentali, da cui
sono ottenuti i valori standardizzati
di resistenza a fa tica a 2 milioni
di cicli, fanno riferimento a rapporti di
σ
sollecitazione R = σmin ≥ 0.5 , per tener
max
conto delle tensioni residue elevate presenti nelle strutture saldate.
Nella norma sono riportate le equazioni
che permettono di calcolare il numero di
cicli a rottura per le diverse parti del diagramma.
Più in dettaglio:
(9)
Figura 5 - Valori del fattore f(R) al variare
del rapporto di sollecitazione R e delle
tensioni residue, secondo EN 1999-1-3.
ΔσC(R) = f (R) ⋅ ΔσC
(10)
dove:
• N i è il numero previsto di cicli al
limite di sicurezza per un generico
range di tensione Δσi;
• Δσi è il range di tensione generico;
• γ Ff è un coefficiente che tiene conto
delle incertezze nello spettro di
carico;
• γMf è un coefficiente che tiene conto
delle incertezze del materiale e del
processo di fabbricazione.
Le equazioni 9 e 10 sono facilmente
ricavabili considerando le due equazioni
generali:
ΔσCm1 ⋅ NC = ΔσDm1 ⋅ ND
Δσ m2
Δσ m2
D ⋅ ND =
i ⋅ Ni
(13)
dove f(R) è un fattore ≥ 1 che dipende
dal rapporto di ciclo R e dal tipo di componente e dettaglio strutturale.
La norma prende in considerazione tre
casi distinti per la determinazione del
fattore f(R), schematicamente riassunti
nella Figura 5.
Nel caso di tensioni residue note σ res ,
per il calcolo del fattore f(R) occorre utilizzare la curva 2 della Figura 5 considerando il rapporto di sollecitazione effettivo Reff.
Per il calcolo di Reff la norma propone la
formula:
(14)
Nell’Eurocodice 9
l’effetto scala è
tenuto in considerazione solamente
per i dettagli strutturali 3.1 ÷ 3.4
della Tabella J.3,
come illustrato
nella Figura 6.
Diversamente dall’Eurocodice 3,
nel caso delle
strutture in lega di
alluminio
il
metodo “hot spot”
per la stima della
resistenza a fatica è genericamente
descritto nell’Allegato K (Annex K), che
riporta la procedura da utilizzare.
Confronto fra Eurocodice 3 ed
Eurocodice 9
Il confronto fra i due Eurocodici è presentato facendo riferimento a tipologie
strutturali frequenti, come i giunti di
testa ed i giunti a cordoni d’angolo, mettendo in evidenza come le due norme
affrontino l’influenza dell’effetto scala,
l’influenza del rapporto di sollecitazione
e la possibilità di utilizzare un approccio
di tipo “hot spot”.
Per i giunti testa a testa si fa riferimento
a quelli a completa penetrazione, saldati
da un solo lato e caricati trasversalmente
rispetto al cordone di saldatura.
(11)
(12)
e sono pertanto del tutto analoghe a
quelle utilizzate per gli acciai, tranne che
per l’introduzione esplicita dei coefficienti γFf e γMf.
Come precedentemente detto, nell’Eurocodice 9 è specificato che i valori di resistenza a fatica fanno riferimento a condizioni di carico con rapporto di
sollecitazione maggiore di 0.5 e, quindi,
con un ciclo tutto in trazione. Per rapporti di ciclo R<0.5, i valori dei Δσ C
possono essere aumentati rispetto a
quelli tabulati.
L’aumento della resistenza a fatica è
ottenuto modificando il valore dei ΔσC
secondo l’Eq. 13:
Figura 6 - Dettagli strutturali per i quali è considerato l’effetto scala, secondo EN 1999-1-3.
Riv. Ital. Saldatura - n. 1 - Gennaio / Febbraio 2009
59
B. Atzori et al. - La resistenza a fatica delle strutture saldate secondo gli Eurocodici
1000
Δσ [MPa]
Δσ [MPa]
1000
100
100
10
10
1.Ε+04
1.Ε+05
1.Ε+06
1.Ε+07
1.Ε+08
1.Ε+04
Figura 7 - Confronto fra i giunti di testa a
completa penetrazione, saldati da un solo
lato e caricati trasversalmente rispetto al
cordone di saldatura.
60
Riv. Ital. Saldatura - n. 1 - Gennaio / Febbraio 2009
1.Ε+06
1.Ε+07
1.Ε+08
Figura 8 - Effetto scala per giunti saldati di
testa a completa penetrazione, saldati da un
solo lato e caricati trasversalmente rispetto
al cordone di saldatura.
rale è considerato
nella Tabella 8.5
1000
(Table 8.5 - Load
carrying welded
joints) dell’Eurocodice 3. Per le
100
leghe di alluminio, invece, la
stessa geometria è
raccolta nella
10
Tabella J.3 (Table
J.3 - Detail categories
for
members with
1
welded
atta1.Ε+04 1.Ε+05 1.Ε+06 1.Ε+07 1.Ε+08
chments) dell’Eurocodice 9. In
Figura 9 - Confronto fra giunti a
questo caso per il
sovrapposizione con cordoni d'angolo
portanti e diversi spessori.
componente realizzato in acciaio l’effetto scala è consiapertura di 135°) è stato già da tempo
derato fornendo valori di ΔσC diversi per
diversi valori degli spessori degli eledimostrato [6, 7] che l’effetto scala, sia
menti saldati. Quando lo spessore del
per l’acciaio che per le leghe leggere,
coprigiunto è superiore a quello dell’ala,
può essere valutato con formule del tipo:
si hanno: ΔσC = 50 MPa per t ≤ 20 mm,
Δ σ C = 45 MPa per 20 < t ≤ 30 mm,
(15)
Δ σ C = 40 MPa per 30 < t ≤ 50mm e
ΔσC = 36 MPa per t > 50 mm.
Per le stesse geometrie realizzate in lega
Successive analisi specifiche per le leghe
leggera con spessore del piatto maggiore
leggere hanno mostrato che come spesdi 20 mm, invece, l’Eurocodice 9
sore di riferimento può essere considepropone Δσ C = 25 MPa per t ≤ 4 mm,
rato t =12 mm [8]. Dai valori precedenΔ σ C = 23 MPa per 4 < t ≤ 10 mm e
temente riportati risulta che, sia per gli
Δ σ C = 20 MPa per 10 < t ≤ 15 mm.
acciai sia per le leghe leggere, l’inIl confronto è riportato nella Figura 9.
fluenza dello spessore è sottovalutata,
Nel caso dei giunti a croce geometricarisultando dei valori dell’esponente pari
mente simili (e, nel caso più generale,
a circa 0.25 per l’acciaio e 0.17 per le
per cordoni di saldatura con angolo di
leghe leggere.
Δσ [MPa]
Per le strutture in acciaio, il dettaglio
strutturale è riportato nella Tabella 8.3
(Table 8.3 - Transverse butt welds)
dell’Eurocodice 3. Per le leghe di alluminio, invece, la stessa geometria è raccolta nella Tabella J.7 (Table J.7 - Detail
categories for bu tt-welded joints
between members) dell’Eurocodice 9.
Per il componente realizzato in acciaio
la categoria è Δσ C = 71 MPa, mentre
per quello realizzato in lega leggera
Δσ C = 45 MPa. Il confronto è riportato
nella Figura 7. Come precedentemente
detto, per le strutture in lega leggera non
si considera l’effetto scala per questa
tipologia di giunzione saldata. Nel caso
della medesima giunzione realizzata in
acciaio, applicando l’Eq. 8, è possibile
determinare la resistenza a fatica della
giunzione saldata per spessori maggiori
di 25 mm. Il confronto è riportato nella
Figura 8, dove sono rappresentate le
curve di fatica per quattro diversi spessori (t = 15, 25, 50 e 100 mm) ottenute
secondo l’Eurocodice 3 e quella unica
proposta invece dall’Eurocodice 9. La
determinazione della curva standard per
t=15 mm, che consente un confronto
diretto con le leghe leggere, è stata fatta
calcolando il fattore ks con la relazione
precedente, ottenendo, quindi, in questo
caso un valore maggiore di 1, non accettato dalla norma.
Per le giunzioni a cordoni d’angolo si è
fatto riferimento a giunti a sovrapposizione e, in particolare, ad estremità di
coprigiunto su travi ad ali parallele. Per
le strutture in acciaio il dettaglio struttu-
1.Ε+05
B. Atzori et al. - La resistenza a fatica delle strutture saldate secondo gli Eurocodici
(16)
Facendo questo passaggio è quindi possibile confrontare tra loro le due norme.
Per quanto riguarda l’Eurocodice 9,
inoltre, si è assunto come riferimento il
Caso 1 per il calcolo del fattore f(R) e
quindi il confronto fra le due norme è
stato fatto considerando la resistenza del
materiale base.
Considerando l’Eurocodice 3 il materiale base corrisponde alla categoria 160;
considerando l’Eurocodice 9 per la lega
7021, si deve fare riferimento alla categoria 125.
Si sono considerati 3 diversi valori
del rapporto di sollecitazione: R = -1,
R = -0.5 ed R = 0. Il confronto completo
è riportato nella Figura 11.
sul calcolo delle tensioni locali, sulla
meccanica della frattura o sulle tensioni
strutturali. Quest’ultimo approccio è
chiamato anche
metodo”hot spot” o
100
80
delle tensioni geometriche. L’idea alla
base del metodo
delle tensioni strutturali è che per qualunque
giunto
10
saldato la tensione
1.Ε+04
1.Ε+05
1.Ε+06
1.Ε+07
geometrica deve
comprendere tutti gli
Figura 10 - Effetto scala per giunti in acciaio
effetti di concentracon cordoni non portanti.
zione delle tensioni
Alcuni limiti di applicabilità
presenti in un dettaglio strutturale,
dell’approccio “hot spot”
tranne il picco di tensione non lineare
dovuto all’effetto locale della geometria
È stato precedentemente ricordato che
stessa del cordone di saldatura [13].
sia l’Eurocodice 3 che l’Eurocodice 9
Poiché la resistenza a fatica è basata sul
prevedono l’utilizzo dell’approccio “hot
valore della tensione geometrica calcospot” oltre quello basato sulle tensioni
lata nel punto previsto per l’innesco
nominali. Infatti, la possibilità odierna di
della cricca (detto “hot spot”), che supsvolgere analisi numeriche dello stato di
poniamo coincidere con il piede del
tensione di giunti aventi geometria anche
cordone di saldatura, il criterio per la
complessa rende a volte difficile la defideterminazione della tensione geomenizione di una tensione nominale da contrica e la sua separazione dagli effetti
frontare con la curva di resistenza a fatica
locali, dovuti al profilo geometrico del
di un dettaglio strutturale classificato.
cordone di saldatura in prossimità del
Per superare questo problema, sono state
piede, diventa un passaggio critico del
sviluppate diverse metodologie basate
metodo.
Δσ [MPa]
1000
1000
Δσ [MPa]
Nella Figura 10 è riportato a titolo di
esempio l’effetto scala per giunti in
acciaio con cordoni non portanti. In
figura sono riportate le curve con probabilità di sopravvivenza 97.7%, ottenute
rianalizzando statisticamente i dati sperimentali di Maddox [9] e Gurney [10] per
giunti con spessore del piatto principale
pari a 100 mm e 13 mm, rispettivamente.
La figura mostra che, nel caso di spessore della piastra principale pari a
100 mm, la curva di progetto proposta
dall’Eurocodice 3 (Table 8.4 - Weld attachments and stiffeners, Δσ C =80) non
risulta a favore di sicurezza.
Sempre con riferimento ai giunti a croce,
analisi molto ampie [11, 12] hanno confermato, su basi teoriche e sperimentali,
sia la validità delle ipotesi di una banda
di dispersione unificata diversa per gli
acciai (m=3) e per le leghe leggere
(m=4) che le modalità di valutazione
dell’effetto scala secondo l’Eq. 15.
Per considerare l’effetto della tensione
media occorre rendere omogenei i due
diversi approcci presenti nelle due
norme. Come precedentemente ricordato, per quanto riguarda le strutture in
acciaio, l’effetto di una tensione di compressione viene considerato modificando il range di tensione applicato al
componente. Tuttavia è possibile tradurre questa indicazione della norma in
una modifica della curva S-N, lasciando
inalterata la tensione applicata, definendo un fattore di incremento della
classe f, in analogia a quanto proposto
nell’Eurocodice 9:
800
600
400
200
1.Ε+04
1.Ε+05
1.Ε+06
1.Ε+07
1.Ε+08
Figura 11 - Confronto delle curve di fatica del materiale base al variare del rapporto di
sollecitazione secondo i due Eurocodici.
Riv. Ital. Saldatura - n. 1 - Gennaio / Febbraio 2009
61
B. Atzori et al. - La resistenza a fatica delle strutture saldate secondo gli Eurocodici
In questo paragrafo si vuole evidenziare
che ci possono essere casi in cui l’approccio “hot spot” presenta dei limiti di
applicabilità o perché il campo di tensione strutturale è di difficile individuazione oppure a causa della sovrapposizione del gradiente locale con quello
strutturale [14]. In questo lavoro ci si
limiterà a considerare il primo caso
prendendo come esempio quello di due
giunti a croce con cordoni d’angolo non
portanti con spessori diversi delle piastre
di irrigidimento (0.5 t e 2 t, con “t” spessore del piatto principale pari a 12 mm),
sottoposti a trazione. Questa tipologia di
dettaglio strutturale è classificata in
diverse normative ed è noto che la resistenza a fatica di questo tipo di giunto
saldato, espressa in termini di tensione
nominale, diminuisce se la piastra di irrigidimento è di spessore maggiore del
piatto principale; questo è vero sia per
gli acciai [9,10] sia per le leghe di alluminio [15].
Nella Figura 12 sono riportati i campi di
tensione calcolati lungo la superficie
della lamiera principale mediante
un’analisi agli elementi finiti lineare
elastica. Il raggio di raccordo al piede
del cordone di saldatura, che influenza
solamente la distribuzione locale delle
tensioni e non il campo di tensione strutturale, è stato posto pari a zero [6,7].
La Figura 12 mostra che il campo di tensione cresce rispetto alla tensione nominale nelle immediate vicinanze del piede
del cordone di saldatura ed evidenzia che
è singolare a causa dell’assunzione di
raggio di raccordo nullo a piede cordone.
È stato dimostrato analiticamente [7] che
tutta la distribuzione di tensione non
lineare mostrata nella Figura 12 è dovuta
all’effetto di intaglio locale causato dal
profilo geometrico del cordone di saldatura in prossimità del piede. Pertanto, in
questo caso, il campo di tensione strutturale, che deve escludere l’effetto di concentrazione locale legato alla geometria
del cordone stesso, coincide con il
campo di tensione nominale.
Tuttavia, solamente considerando la
distribuzione asintotica del campo di
tensione locale, evidenziato anche dal
diagramma in scale logaritmiche, si può
apprezzare la maggiore gravosità tensionale a cui è soggetto il giunto con spessore dell’irrigidimento maggiore rispetto
all’altro e quindi giustificare la sua
minore resistenza a fatica.
62
Riv. Ital. Saldatura - n. 1 - Gennaio / Febbraio 2009
Figura 12 - Geometria degli irrigidimenti
trasversali (caso “c.1” e caso “c.2”) con le
relative distribuzioni di tensione in scale
lineari e doppie logaritmiche [14].
Conclusioni
In questa memoria sono stati presentati i
contenuti delle Norme Europee per la
progettazione a fatica delle strutture in
acciaio (EN 1993-1-9) ed in lega leggera
(EN 1999-1-3). In maniera sintetica
sono state confrontate le due norme
facendo riferimento a tipologie struttu-
rali frequentemente utilizzate
come i giunti di
testa ed i giunti a
cordoni d’angolo,
mettendo in evidenza le regole di
progettazione
fornite dalle due
norme per affrontare l’influenza
dell’effetto scala,
del rapporto di
sollecitazione e
per applicare l’approccio di tipo
“hot spot”.
In particolare, per
quanto riguarda
l’effetto scala è
stato mostrato
come, per alcune
tipologie di giunti
aventi spessore
elevato, entrambe
le norme forniscano curve di
progettazione a
fa tica non in
favo re di sicurezza. Per quanto riguarda l’approccio
“hot spot” se ne è presentato un limite di
applicabilità nell’interpretazione della
resistenza a fatica di giunti con irrigidimenti trasversali saldati d’angolo.
Gli autori ritengono che i notevoli sviluppi teorici che si sono avuti negli
ultimi 20 anni potrebbero contribuire a
migliorare entrambe le norme.
Bibliografia
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➠ segue
B. Atzori et al. - La resistenza a fatica delle strutture saldate secondo gli Eurocodici
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[9]
[10]
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Maddox S.J.: «Scale effect in fatigue of fillet welded aluminium alloy», Proceedings 6th International Conference on Joints
in Aluminium INALCO 95, Cleveland, Ohio, 1995, pp. 77-93.
Bruno ATZORI, Titolare della Cattedra di Costruzione di Macchine dell’Università di Padova dal 1984; è stato prima presso
l’Università di Bari e presso il Politecnico di Torino. Ha partecipato alle Commissioni che hanno sviluppato le normative per la
verifica a fatica delle strutture saldate sia in ambito italiano (CNR UNI 10011, UNI 8634) sia in ambito europeo (Eurocodice 3,
Eurocodice 9).
Giovanni MENEGHETTI, Ricercatore presso il Dipartimento di Ingegneria Meccanica dell’Università di Padova. Ha ottenuto il
Dottorato di Ricerca in Progetto e Costruzione di Macchine nel 1998 e si è occupato successivamente dello sviluppo degli
approcci locali per la previsione di resistenza a fatica delle strutture saldate. Dal 2008 fa parte della Commissione XIII
(Fatigue Behaviour of Welded Components and Structures) dell’International Institute of Welding in qualità di Esperto.
Mauro RICOTTA, dal 2007 è Ricercatore in Progettazione e Costruzione di Macchine presso il Dipartimento di Ingegneria
Meccanica dell’Università di Padova. Nel 2006 ha conseguito il titolo di Dottore di Ricerca in Progetto e Costruzione di
Macchine.
Riv. Ital. Saldatura - n. 1 - Gennaio / Febbraio 2009
63
ASPIRMIG
Welding&Safety
Web: www.aspirmig.com E-mail: [email protected]
......la saldatura senza fumo
ASPIRMIG srl
International Institute of Welding
D ev e l o p m e n t s i n
N D T fo r d e t e c t i n g
i m p e r fe c t i o n s i n
fr iction stir welds in
a l u m i n i u m a l l o y s ( °)
T. Santos *
P. Vilaça *
L. Quintino *
Summary
1. Introduction
1.1 The FSW process and quality
assessment in FSW applications
FSW is emerging as a key technology in
many industrial applications, especially
those involving the joining of light
alloys, such as aluminium [1], [2]. The
increased application of these materials,
primarily by large companies and by
very demanding industrial sectors, e.g.,
aerospace, naval, and automotive [3],
has generated significant research and
development in FSW.
The industrial environment in which
FSW is applied demands fast (on-line, if
possible) and cost efficient non-destructive testing (NDT) of welds. But, due to
the solid state nature of FSW, many of
the resulting weld imperfections are different from those found in fusion welds,
e.g., inclusions, volumetric imperfections, and undercut.
Instead, many imperfections are of a
metallurgical nature and cannot be identified with typical NDT techniques [4], [5].
(°) Doc. IIW-1866-07 (ex-doc. III-1426r1-07)
recommended for publication by Commission III
“Resistance welding, solid state welding and
allied joining processes”.
* Technical University of Lisbon, IST, Secção de
Tecnologia Mecânica (Portugal).
Friction stir welding (FSW) has dramatically changed how aluminium
alloys can be welded.The quality of FS welds is usually excellent, but
some imperfections periodically occur.The geometry, location, and
microstructural nature of these imperfections bear no resemblance to
the imperfections typically found in aluminium fusion welds.
Consequently, it has been difficult to identify FS weld imperfections
with common non-destructive testing (NDT) techniques.Therefore,
further development of NDT techniques must be done to enable the
detection of FS weld imperfections.This paper presents an integrated,
on-line, NDT inspection system for FS welds, which employs a data
fusion algorithm with fuzzy logic and fuzzy inference functions. It
works by analyzing complementary and redundant data acquired from
several NDT techniques (ultrasonic,Time of Flight Diffraction (ToFD),
and eddy currents) to generate a synergistic effect that is used by the
software to improve the confidence of detecting imperfections.
The system was tested on friction stir welded AA5083-H111
specimens.The results indicate that by combining the output from
various NDT processes, an improvement in finding imperfections can
be obtained compared to using each NDT process individually.The
methodology implemented in the QNDT_FSW system has given good
results and improved reliability in the NDT of friction stir welds.
KEYWORDS: Aluminium alloys; Defects; Friction stir welding; Friction
welding; Light metals; Nondestructive testing.
Because the quality of FS welds impacts
manufacturing cost and product quality,
appropriate quality control should be
implemented to detect imperfections in
friction stir welds. Since there are no
universally accepted quality assurance
procedures for friction stir welds, they
need to be developed and incorporated
into industrial, national, and international standards.
Riv. Ital. Saldatura - n. 1 - Gennaio / Febbraio 2009
65
T. Santos et al. - Developments in NDT for detecting imperfections in friction stir welds in aluminium alloys
Shoulder
Flash
formation
Cavities
Oxides
alignment
Oxides
alignment
Thickness
reduction
Retreating side
Advancing side
Nugget
Cavities
Types of imperfections:
Oxides
alignment
Kissing-bond
Thickness
reduction
1)
2)
3)
4)
Lack of penetration (kissing-bonds);
Root flaw (weak or intermittent linking);
Cavities on the advancing side;
Second phase particles and oxides alignment under
shoulder.
Figure 1 - Typical imperfections in FS welded butt joints.
1.2 Typical imperfections of FSW
FS welds are usually free of imperfections. However, some imperfections may
arise due to improper stirring of the
parent material, inadequate surface preparation, lack of penetration of the pin,
or inadequate axial forging forces. Some
typical FS weld imperfections include
lack of penetration (incorrectly called
“kissing-bond”), root imperfections
(weak or intermittent welding), cavities
on the advancing side of the weld, and
second phase particles and oxides
aligned under the shoulder (Figure 1)
[4].
Table 1 summarises these imperfections
in terms of location, process parameters,
and related conditions.
1.3 NDT developments for FSW
In general, the data available on the
application of NDT to FS welds is scarce
[4]. Nevertheless, many projects were
begun to study this subject, e.g.,
QUALISTIR (European consortium
project involving Research and Technology Development entities) [6] and
special eddy-current probes such as
Meandering Winding Magnetometer
(MWM™) (developed in the USA by
the consortium comprised of JENTEK
Sensors, Lockheed Martin and NASA)
[7]. These projects are pushed by industry’s total quality management concepts, which are based on very high
quality standards and total quality assurance paradigms. The aeronautics indu-
stry imposes the most stringent quality
requirements one can find.
Moreover, the typical NDT techniques,
such as, visual inspection, magnetic particle inspection, dye penetrant inspection, and radiographic inspection, do not
enable the detection or quantification of
typical FSW imperfections [5]. Ultrasound and eddy-current NDT processes,
even in their most evolved form, e.g.,
ultrasonic phased array and eddy current
array, although allowing the detection of
most of the imperfections in the weld,
are very sensitive to coupling and lift-off
conditions between the probes and the
surfaces under inspection. None of these
NDT techniques, in a standalone condition, allow the assessment of the mor-
Table 1 - Description of typical FS weld imperfections.
Local
Imperfections on
the root of the
bead
Assignment
Lack of
penetration
Incomplete in depth processing of the material below the pin of the FSW tool. Typically it
occurs when the pin length is less than the thickness of the parent material. The materials are in
close contact, but are not chemically or mechanically bonded (kissing-bond).
Root flaw
The dynamically recrystallized zone fills the total thickness of the joint, but there are still some
second phase particles and/or oxides aligned from the root of the joint into the nugget, in a
more or less continuous path.
Cavities
Anomalous, visco-plastic flow of the material around the pin. This imperfection typically
results from a bad choice of the FSW tool geometry and process parameters, in relation to the
base material’s thermo-physical properties.
Imperfections in
the interior of the
weld
Second phase
particles and
aligned oxides
66
Description
Second phase particle alignment can be found in many locations in the nugget and depends a
lot on the geometry of the FSW tool, including both shoulder and pin. One of the typical locations is in the zone processed by the shoulder becoming the top surface of the weld and highlighting the true sliding interface.
Riv. Ital. Saldatura - n. 1 - Gennaio / Febbraio 2009
T. Santos et al. - Developments in NDT for detecting imperfections in friction stir welds in aluminium alloys
phological diversity and localisation of
all FSW imperfections [4]. Thus, the
need for a data fusion algorithm [8], [9],
specifically developed for the NDT of
FS welds, is mandatory.
A new, specific data fusion algorithm
will be presented in this paper. This
innovative approach, which was specifically developed for the NDT of FS
welds, is based on fuzzy logic and fuzzy
inference functions to create a powerful
fusion of NDT data. This data fusion
methodology has many advantages
when compared to the conventional
Dempster-Shafer evidence theory
(DSET) or Bayesian inference approaches [4].
2. Integrated NDT system for
FSW: QNDT_FSW
The Quantitative Non Destructive
Testing for FSW (QNDT_ FSW) is an
integrated, on-line system. It employs a
data fusion algorithm to improve the
confidence of inspection based on Relative Operating Characteristics (ROC)
and Probability of Detection (PoD). The
complementary and redundant data
acquired from several NDT techniques
generate a synergistic effect, which is
the main advantage of the present approach. The data fusion algorithm uses
fuzzy logic and fuzzy interference functions to mingle the data from several
NDT techniques.
the weld, where the insonification direction was always perpendicular to the
welding direction (see Figure 2). Gathering data from both sides of the weld
created a redundancy of data, which
was analyzed by the data fusion algorithm.
Moreover, creeping inspection was complemented with data that came from attenuation measurements. The measurement of the attenuation is performed
with an ultrasonic probe working in
receiving mode, located at the opposite
side of the weld bead in the same insonification plane of the creeping probe.
Therefore, in the case of an imperfection, a creeping signal change occurs
along with increasing attenuation. These
two simultaneous conditions allowed the
data fusion algorithm to distinguish
between signal disturbance and real
imperfections.
The probes were incorporated into a
mechanical support system that allowed
the entire length of the weld to be analyzed in one, longitudinal, pass. Figure 3
shows the laboratory apparatus that was
used to perform the NDT inspection.
2.1 Experimental set-up
The QNDT_FSW system incorporates
three, distinct NDT techniques. They
include a 4 MHz creeping ultrasonic
probe, a 15 MHz Time of Flight Diffraction (ToFD) probe, a 20 kHz eddy
current probe, and a 2 MHz eddy current
probe [4]. These techniques were selected to detect, as much as possible, the
position and diversity of imperfections
in FS welds [5] (Table 2).
The probes were used to examine the
root surface of the weld because it was
the smoother surface. The root is also
where the superficial imperfections in
FSW are the most critical [2]. Creeping
ultrasonic inspection was performed on
both retreating and advancing sides of
Table 2 - NDT technique guide for various types of imperfections.
NDT
Imperfections
On the root of
the weld
Imperfections
in the interior
of the weld
Creeping +
Attenuation
(Side A)
Creeping +
Attenuation
(Side B)
ToFD
Eddy currents
(Low freq.)
Eddy currents
(High freq.)
✓
✓
✓
✓
✓
✓
✓
Lack of penetration
Root flaw
Cavities
✓
✓
Second phase
particles and
aligned oxides
✓
✓
✓
✓
R
T
T
R
a)
Creeping
Attenuation
b)
c)
(T-Transmitting probe, R-Receiving probe)
Creeping and attenuation probes
ToFD probes
Eddy current probes
Figure 2 - NDT probes and motion devices.
Riv. Ital. Saldatura - n. 1 - Gennaio / Febbraio 2009
67
T. Santos et al. - Developments in NDT for detecting imperfections in friction stir welds in aluminium alloys
Figure 3 - Laboratory apparatus for
inspecting FS welds: the mechanical support
system device and the computational data
acquisition device.
The QNDT_FSW system was developed
for automatic, on-line inspection of welds.
Critical variables for inspection included
pressure, distance, and position of the
probes relative to the weld root. Figure 2
shows the fixture device and motion
system device that created constant, operating conditions along the weld.
The position of the probes along the
weld was selected to avoid the interaction of ultrasonic and electrical fields
(Figure 4 a)). Moreover, the probes’
transverse position assured complete and
redundant coverage of the entire crosssection of the weld (Figure 4 b)).
2.2 QNDT_FSW algorithm description
The QNDT_FSW integrated data fusion
algorithm involved 5 distinct stages.
Stage 1 - NDT data acquisition: the data
acquired from each of the 6 probes were
saved in a file that contained the points
of the inspection curve for each weld
bead
crossStage 4 - Data fusion: for each weld
section that was
bead section, the data were mingled by
inspected.
two fuzzy interference functions that
Stage 2 - Features
created the root imperfection index (RII)
extraction: the
(Eq. (1)) and the internal imperfection
curves undergo
index (III) (Eq. (2)). These functions
numerical signal
were calculated using 3 types of fuzzy
processing to calaggregation operators [10]: conjunctive
culate the characoperators (䊟 - t-norms), compensatory
operators (ⴱ - generalized means), and
teristic matrix of
disjunctive operators (䊝 t-conorms). In
variables. This
the present application, for both RII and
matrix numeriIII, the choice of the fuzzy characteristic
cally represents
variables μ1, and the types of fuzzy opethe properties of
rators and functions hierarchy, were
interest of the curves. These properties of
selected according to criteria that were
interest are the ones commonly used by
related to the NDT of FS welds [4].
NDT experts to assess the weld quality,
such as local maximums, distance
RII = [(μ1 ⴱ μ4)䊝(μ7 䊟 μ9)]ⴱ[(μ10 䊝 μ11)ⴱ(μ12 䊝 μ13)] (1)
between maximums, echoes and
III = [((μ1 ⴱ μ4)ⴱ(μ2 ⴱ μ5))ⴱ(μ3 ⴱ μ6)]䊟[(μ7 䊟 μ9) 䊝 μ8] (2)
sound diffractions
integrals, modulus
Stage 5 - System output: the output was
and argument of the electrical complex
the RII and III of each weld cross
impedance. For each weld section, the 13
section. This imperfection index varied
characteristic variables established in
in the Imperfection-free standard (0%
Table 3 were calculated. They were then
imperfections) and High imperfection
arranged in a matrix format. For the
standard (100% imperfections).
present application, 13 characteristic
The system allowed the imperfection
variables were calculated, resulting in a
detection process to be done automati13 x N matrix, where N is the number of
cally, without the need for a high level of
inspected weld sections.
NDT expertise.
Stage 3 - Fuzzification of the characteriA graphical user interface enabled
stic variables matrix: the characteristic
simple access to all results and the evovariables were fuzzified using a memberlution of the imperfection index is graship fuzzy function that was dynamically
phically represented for the acquired
parameterized according to the two,
weld sections.
extreme, conditions used to calibrate the
system (an imperfection-free standard
and a high imperfection standard).
Root
Side A
Side B
Shoulder
1.1 1.2 2 3.1 -
Creeping side A;
Attenuation measurement from side A;
Eddy currents low frequency;
ToFD emission;
a) Longitudinal position
Figure 4 - Longitudinal and transverse probes’ position.
68
Riv. Ital. Saldatura - n. 1 - Gennaio / Febbraio 2009
3.2 4 5.1 5.2 -
ToFD reception;
Eddy currents high frequency;
Creeping side B;
Attenuation measurement from side B;
b) Transverse position
T. Santos et al. - Developments in NDT for detecting imperfections in friction stir welds in aluminium alloys
Table 3 - Establishment and description of the 13 characteristic variables, CVi , representing the selected properties of interest of
each of the NDT technique data.
Behaviour
4
Trapezoidal integral of the first echo
➨
5
Trapezoidal integral of the second echo
6
Sum of the trapezoidal integrals of the extreme echoes module
7
Multiplication of the trapezoidal integral of the diffracted wave and
the maximum module of this wave
8
Multiplication of the trapezoidal integral of the diffracted wave and
the maximum module of this wave
➨
9
Sum of the trapezoidal integrals of the modules of the back waves
longitudinal and transverse
10
Electric impedance modulus
11
Electric impedance phase
➨
12
Electric impedance modulus
13
Electric impedance phase
3. Application of the
QNDT_FSW
To test the QNDT_FSW system, some
friction stir welds were made on 7 mm
thick AA5083-H111 plate and then
inspected. The welds used to test the
QNDT_FSW system are shown in
Figure 5. A transverse macrograph of the
imperfection-free weld standard (corresponding to a bead on plate) is shown in
Figure 5 a).
Figure 5 b) and Figure 5 c) show the
high-imperfection weld standard containing cavities and root imperfections,
respectively.
4. Results and discussion
Among the several FSW trials perfor-
a)
med to validate and implement the
QNDT_FSW system, two application
samples are presented. The results of
testing the QNDT_FSW system are presented in terms of equivalent imperfection indices called the Root Imperfection
Index (RII) and the Internal Imperfection Index (III).
These imperfection indices were calculated with the fusion inference functions
(Eqs. (1) and (2)) and represent the data
fusion result for all of the NDT techniques used (Table 2) to examine each
weld section.
An imperfection index equal to 100%
means a high-imperfection weld section,
similar to the high-imperfection weld
standard. An imperfection index equal to
0% means an imperfection-free weld
section, similar to imperfection-free weld
standards (Figure 5). The QNDT_FSW
b)
Imperfection-free standard
➨
Sum of the trapezoidal integrals of the extreme echoes module
➨
3
➨
Side A
Side B
Trapezoidal integral of the second echo
➨
Eddy current
High frequency
2
➨
Low frequency
Trapezoidal integral of the first echo
➨
ToFD
1
➨
Attenuation
With
defect
➨
Creeping
Without
defect
➨
Attenuation
Description
➨
Creeping
CVi
➨
Ultrasonic
NDT
system allows one to set a critical level
for the defect index because typical
structural applications are allowed to
contain defects up to a certain critical
size. A 30 percent defect index was used
for all cross-sections in all samples.
Figure 6 presents the results of applying
the QNDT_ FSW system to 3 different
FSW trials. The trials were performed
with a pin length of 6.8 mm, a tilt angle
of 2º, and a rotation speed of 710 rpm.
The difference between these 3 trials
was a change in the travel speed. In
section 11 to section 1, the travel speed
was 160 mm/min; from section 21 to
section 12, the travel speed wa s
224 mm/min; and from section 34 to
section 22, the travel speed wa s
320 mm/min. Based on a comparison
(see Figure 6) of the RII and III results
with the macroscopic, visual, and radio-
c)
High-imperfection standard
High-imperfection standard
Figure 5 - Examples of FS welds used to test the QNDT_FSW system.
Riv. Ital. Saldatura - n. 1 - Gennaio / Febbraio 2009
69
T. Santos et al. - Developments in NDT for detecting imperfections in friction stir welds in aluminium alloys
graphic test results, the following conclusions were made:
• the exit holes located at sections 1, 12
and 22 were detected by both imper-
fection indices;
• in section 8, the III revealed a cavity,
which was corroborated by radiographic testing and visual inspection as
the cavity breaks the surface of the
workpiece. Moreover, the RII was not
affected, which confirmed the independence of both imperfection indices;
Imperfection index (%)
III
RII
X-ray
Root
Face
Bead sections
Figure 6 - RII and III for three consecutive welds: first application sample.
Imperfection index (%)
III
RII
X-ray
Root
Face
Bead sections
Figure 7 - RII and III for three consecutive weld beads: second application sample.
70
Riv. Ital. Saldatura - n. 1 - Gennaio / Febbraio 2009
Pin fracture
T. Santos et al. - Developments in NDT for detecting imperfections in friction stir welds in aluminium alloys
• sections 14 to 18 present a very low
III, which was corroborated by radiographic testing. RII was able to detect
small, root imperfections, as confirmed by metallographic cross-sections
of the weld. Emphasis should be
given to the fact that in these sections,
radiographic testing cannot detect a
root imperfection;
• for the 3 FSW trials, the RII increased
as the travel speed increased. This
behaviour was expected because the
pin length was 0.2 mm shorter than
the plate thickness. This created a
small root imperfection that increased
with increase in size as the travel
speed increased.
Figure 7 presents the results of applying
the QNDT_ FSW system to sample 2. In
this application, 3 different FSW trials
were performed with Tool 3, a tilt angle
of 2º, a rotation speed of 710 r/min, and
a travel speed of 160 mm/min (Table 3).
The difference between these 3 trials is
the pin length, where from section 1 to
section 12 the pin length was 5 mm;
from section 13 to section 22, the pin
length was 6 mm; from section 23 to
section 30, the pin length was initially
6.8 mm, but at section 26, the pin broke,
as can be confirmed in the radiographic
analysis, and thus, from then on, the pin
length was zero.
Once again, the RII and III results from
QNDT_FSW system were compared
with macroscopic analysis and visual
analysis of the top and root surfaces of
the weld and with the results of radiographic tests. Again, the results accurately
predicted the quality of the weld. In fact,
Figure 7 shows a high RII along all weld
sections. The results from the existing
root flaw can be seen in Figure 8. This
root flaw was intentionally produced by
using pin lengths shorter than the 7 mm
thick plate, which resulted in lack of
penetration of the weld. Even these large
root flaws were not detected by the
radiographic testing. The RII reflected
the exit holes at the end of the weld. The
RII was sensitive enough to detect the
internal imperfections in sections 1 to 5,
and the unwelded portion of the plate,
after the pin broke at section 26.
Evaluation of the synergic effect of the
algorithm
The present analysis will allow to
address benefits of the synergic effect of
the data fusion of the different techni-
ques. A comparison between III and RII
is done with the result obtained when
using the NDT characteristic variables
µ1 before data fusion. The aim is to evaluate the reliability level of using the
imperfection indexes III and RII compared to each technique separately.
For the first application sample, Figure
9 a) shows the comparison between III
and the characteristic variable µ1, which
means the trapezoidal integral of the first
creeping echo.
It can be observed that µ1 alone doesn’t
indicate the defects in the interior of the
weld as accurately as the internal imperfection index (III), namely in sections 13
to 17, where the internal defect is significantly smaller than the size suggested
by µ1.
For the second application sample,
Figure 9 b) shows the comparison
between RII and the characteristic variable µ 7 , which means the maximum
module of the diffracted ToFD wave.
Once again, the variable µ 7 , by itself,
doesn’t describe as adequately as RII the
quality at the root of the weld. On sections 2 to 12 µ 7 indicates a small root
defect while in reality the defect is significant as indicated by RII as discussed.
Retreating
side
Advancing
side
Note the large root flaw due to incomplete penetration of the FSW tool.
Figure 8 - Macrograph of section 15 of the second application sample trials.
Bead sections
a) Comparison between III and μ1 for the first application sample
RII
Imperfection index (%)
Imperfection index (%)
III
Bead sections
b) Comparison between RII and μ7 for the second application sample
Figure 9 - Comparison of III and RII with characteristic variables.
Riv. Ital. Saldatura - n. 1 - Gennaio / Febbraio 2009
71
T. Santos et al. - Developments in NDT for detecting imperfections in friction stir welds in aluminium alloys
Both samples show that the characteristic variables alone do not indicate the
quality status of the welds as accurately
as the defects indexes. This demonstrates that the equivalent synergic indexes
III and RII are more reliable than each
characteristic variables by itself. Thus,
the fusion data algorithm generates a
beneficial synergic effect in what
regards defect characterization and avoidance of conflicts.
5. Conclusions
Several conclusions can be drawn from
the development and application of the
QNDT_FSW system:
• an integrated NDT, data fusion
system
for
FSW,
named
QNDT_FSW, was developed and
tested on friction stir welded specimens;
• equivalent defect indices were proposed for evaluating the significance of
root (RII) and internal (III) imperfections;
• the RII and III, when compared to
visual, radiographic, metallographic
analysis of the face and root surfaces,
confirm the feasibility in detecting
weld imperfections. The methodology is, therefore, a va lid NDT
process;
• combining the data from several NDT
processes is an improvement, when
compared to interpreting the individual results of each NDT process, due
to the synergistic effect of the data
fusion algorithm.
Acknowledgements
The authors would like to acknowledge
Fundação para Ciência e Tecnologia
(FCT) for its financial support via
project POCTI/EME/60990/2004
(acronym NDTStir) and the PhD scholarship FCT - SFRH/BD/29004/2006.
72
Riv. Ital. Saldatura - n. 1 - Gennaio / Febbraio 2009
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Sommario
Sviluppi nelle PND per la rilevazione di imperfezioni in saldature
FSW di leghe di alluminio
La Friction Stir Welding ha cambiato drasticamente il modo di saldare
l’alluminio. La qualità delle saldature, eseguite mediante FSW, è generalmente
eccellente, ciononostante ogni tanto insorgono delle imperfezioni.
La geometria, la disposizione e la natura microstrutturale di queste
imperfezioni non somigliano a quelle tipiche della saldatura per fusione
dell’alluminio ed è risultato pertanto difficile identificarle con le comuni
tecniche PND che devono quindi essere soggette ad ulteriori evoluzioni per
poterle rilevare. L’articolo presenta un integrato sistema d’ispezione per le
saldature FSW, on-line, che utilizza un algoritmo di fusione di dati con funzioni
“fuzzy logic” e “fuzzy inference”. Il sistema opera mediante l’analisi di dati
complementari e in eccedenza acquisiti da diverse tecniche PND (ultrasuoni,
ToFD, eddy current) al fine di generare un effetto sinergico utilizzato dal
software al fine di migliorare l’affidabilità nel rilevare le imperfezioni.
Il sistema è stato provato su campioni di lega di alluminio AA5083-HIII saldati
FSW. I risultati hanno mostrato che combinando i dati di varie tecniche PND
può essere ottenuto un miglioramento nel rilevamento delle imperfezioni,
quando comparati all’utilizzo di ogni tecnica NDT singolarmente.
La metodologia applicata nel sistema QNDT_FSW ha dato buoni risultati e
migliorato l’affidabilità delle PND sulle saldature FSW.
IIS Didattica
La saldatura dello
zirconio **
Introduzione
Lo zirconio è un metallo di transizione
avente numero atomico 40; ha colore
argento - grigio che ricorda quello del
titanio ed è più leggero dell’acciaio. La
sua durezza è comparabile a quella del
rame; può infiammarsi spontaneamente
se, in forma di polvere, è esposto ad alte
temperature. Presenta una buona (ma
non elevatissima) conduttività termica
ed una temperatura di fusione di circa
1855 °C.
La sua microstruttura cristallina è esagonale compatta (Zrα), a temperatura
ambiente, con una trasformazione di
fase in Zrβ (cubico a corpo centrato) che
si verifica, nei gradi industriali, a temperature variabili in funzione del tenore
degli elementi alfa e/o beta stabilizzati,
comunque attorno a circa 800÷900 °C.
Come nel caso del titanio, va osservato
che gli elementi di lega, sebbene presenti in quantità limitate, possono stabilizzare l’una o l’altra fase, consentendo
l’ottenimento a temperatura ambiente,
Figura 1 - Zircaloy-4, esame micro,
polarizzato, 200X.
ad esempio, di leghe aventi struttura
mista alfa più beta (Fig. 1).
Le sue proprietà fisiche e meccaniche
dipendono molto dal tenore di impurezze che lo possono rendere fragile.
Nella Tabella I sono riportate alcune
delle principali proprietà, a confronto
con quelle del ferro e dell’alluminio
puri.
Esso è oggi utilizzato in modo significativo per la fabbricazione di apparecchiature nell’industria di processo e nell’industria nucleare: tra le applicazioni più
diffuse possono essere citati gli apparecchi a pressione, gli scambiatori di calore,
le tubazioni industriali, i serbatoi di stoccaggio, le valvole, le pompe e le colonne
(Fig. 2).
TABELLA I - Principali proprietà chimico - fisiche dello zirconio (alla temperatura di 20 °C).
*
Densità
[kg/l]
Struttura
cristallina
Tfusione
[°C]
Tebollizione
[°C]
Conduttività
termica
[W/mK]
Elettronegatività
[scala Pauling]
Calore di
fusione
[kJ/mol]
Zr
6.51
esagonale
1855
4409
22.7
1.33
16.9
Fe
7.87
cubica
1535
3000
80.2
1.83
13.8
Al
2.70
cubica
660
2519
23.7
1.61
10.79
Redazione a cura della Divisione FOR - Formazione e insegnamento dell’Istituto Italiano della Saldatura - Genova.
Riv. Ital. Saldatura - n. 1 - Gennaio / Febbraio 2009
75
La saldatura dello zirconio
Questo metallo è spesso prescelto per la
resistenza alla corrosione che garantisce
nei confronti della maggior parte di acidi
organici ed inorganici, soluzioni saline,
alcaline e bagni di sali fusi, con particolare riferimento al caso dell’acido solforico, nitrico, cloridrico ed acetico.
Lo zirconio è di norma saldato con l’impiego di processi per fusione ad arco,
con gas inerti, quali tipicamente il TIG
(GTAW) oppure il plasma, sebbene non
manchino applicazioni specifiche di processi ad energia concentrata come laser e
fascio elettronico.
Analogamente al titanio ed alle sue
leghe, lo zirconio richiede la massima
cura nella pulitura delle superfici e nella
protezione con gas del giunto nei confronti di impurezze e della contaminazione dovuta a gas atmosferici.
Analisi chimica,
caratteristiche meccaniche
Lo zirconio contiene in natura quantità
significative di afnio (Hf), dal quale è
complesso e costoso separarlo: di
norma, è accettato un tenore di afnio
massimo del 4.5% per applicazioni resistenti alla corrosione ma non per applicazioni nucleari, nelle quali è considerato alla stregua di un’impurezza. Nella
Tabella II sono riportati i gradi maggiormente diffusi a livello industriale per
applicazioni resistenti alla corrosione e
per applicazioni in ambito nucleare. Essi
presentano proprietà fisiche similari: in
particolare, il grado non legato come
lo Zr 702 (UNS R60702) e lo Zr 705
(UNS R60705), legato con tenori di Nb
variabili dal 2 al 3%, sono tra quelli più
utilizzati per applicazioni industriali per
impieghi anticorrosione. Il grado
Zr 700 è invece
vicino per analisi
chimica al Zr 702
rispetto al quale
presenta invece
minori tenori di
ossigeno, quindi
maggiore duttilità
ed è largamente
utilizzato per
placcatura ad
esplosione,
avendo una resistenza allo snervamento di circa
275 MPa.
L’alligazione con
tenori di Nb
variabili dal 2 al
3% aumenta la
resistenza meccanica dei gradi
Zr 705 e Zr 706
rispetto al grado Zr 702, infatti questi
gradi sono utilizzati in applicazioni in
cui sia richiesta anche resistenza meccanica oltre alla resistenza alla corrosione.
I soli Zr 702 e Zr 705 sono quelli accettati dal Codice ASME, con prevalenza
del grado Zr 702. L’impiego dello
Zr 705 risulta limitato nel campo delle
apparecchiature a pressione in quanto
tale grado presenta la necessità di trattamenti termici di distensione dopo saldatura volti a ridurre i rischi di criccabilità
da idruri, che spesso caratterizzano i
giunti saldati, sede di tensioni residue di
saldatura.
La resistenza meccanica dello zirconio
non legato dipende dal tenore di ossigeno, azoto, carbonio, idrogeno e ferro
presenti nella matrice. Come accade
Figura 2 - Un reboiler in zirconio Zr 702.
anche nel caso del titanio, maggiore è il
tenore di questi elementi, maggiore è la
resistenza meccanica e minore la duttilità (Tab. III).
A livello internazionale, il riferimento
più diffuso per la classificazione dei
materiali d’apporto (fili e bacchette) è a
norma, AWS A5.24 “Zirconium and Zirconium Alloy Bare Welding Rods Electrodes”, ripresa dalla sezione IIC del
Codice ASME; in particolare, sono previsti i diametri 1/16”, 3/32” e 1/8”, con
lunghezze standard per le bacchette di
36”.
Le composizioni chimiche di tali consumabili sono riportate nella Tabella II.
In genere, si impiegano consumabili corrispondenti per UNS al materiale base da
saldare.
TABELLA II - Analisi chimica caratteristica delle principali leghe di Zr.
76
Grado
UNS
Zr+Hf
Hf
Fe + Cr
Sn
O
H
N
C
Nb
700
R60700
99.2 min
4.5
0.20
-
0.10
0.005
0.025
0.05
-
702
R60702
99.2 min
4.5
0.20
-
0.16
0.005
0.025
0.05
-
704
R60704
97.5 min
4.5
0.20÷0.40 1.00÷2.00
0.18
0.005
0.025
0.05
-
705
R60705
95.5 min
4.5
0.20 max
-
0.18
0.005
0.025
0.05
2.0÷3.0
706
R60705
95.5 min
4.5
0.20 max
-
0.16
0.005
0.025
0.05
2.0÷3.0
Zircaloy-2
R60802
Rem.
0.010
-
1.20÷1.70
0.16
0.0025
0.0080
0.027
-
Zircaloy-4
R60804
Rem.
0.010
0.28÷0.37 1.20÷1.70
0.16
0.0025
0.0080
0.027
-
Zr-2.5Nb
R60904
Rem.
0.005
0.16
0.0010
0.0065
0.027
2.40÷2.80
Riv. Ital. Saldatura - n. 1 - Gennaio / Febbraio 2009
-
-
La saldatura dello zirconio
TABELLA III - Proprietà meccaniche delle principali leghe di Zr.
Grado
UNS
Carico di
rottura
[MPa]
Carico di
snervamento
[MPa]
Allungamento a
rottura
[%]
700
R60700
380
305
20
702
R60702
380
205
16
704
R60704
415
240
14
705
R60705
550
380
16
706
R60706
510
345
20
Saldatura dello zirconio
In termini generali si può affermare che
la saldatura dello zirconio presenta forti
analogie con la saldatura del titanio. In
particolare, il giunto ed il consumabile
devono essere meticolosamente puliti
prima di procedere alla saldatura per
evitare ogni contaminazione: la superficie dei lembi ed il materiale base ad essa
adiacente devono inoltre essere protetti
con gas inerte ad elevata purezza (tipicamente argon) durante la saldatura e
durante il raffreddamento almeno sino a
circa 315 °C.
Considerando il caso specifico della saldatura ad arco con processo TIG
(GTAW), le applicazioni sono suddivise
in tecniche con protezione gassosa effettuata localmente (open air welding) e
tecniche in camera inerte.
Lo zirconio forma a temperatura
ambiente, in modo pressoché istantaneo,
una sottile patina di ossido (ZrO 2) che
tende ad aumentare il proprio spessore
se esposto a temperature crescenti.
Concezione dei giunti, preparazione dei
lembi
Il primo e forse più importante principio
per il design dei giunti è ridurre al
minimo il numero di giunti e, quando
necessario, cercare di limitarne le
dimensioni per minimizzare i costi e le
tensioni di ritiro.
Allo scopo, sono spesso utilizzate preparazioni ad U ed a J, con estensioni dell’elettrodo rispetto alla torcia anche oltre
20 mm, per garantire l’accessibilità alla
radice, dato il diametro normalmente
utilizzato per i beccucci. Un secondo
punto da considerare è l’accessibilità
anche al rovescio del giunto, sia per
poter eseguire la necessaria protezione
sia per l’eventuale esecuzione dell’esame visivo del giunto.
Per la preparazione dei lembi sono adottate lavorazioni di macchina, “waterjet
cutting” come anche processi di taglio
termico (plasma, laser): per questi ultimi,
è necessario procedere alla rimozione di
almeno 1.5 mm di materiale rispetto alla
superficie di taglio - valutati rispetto ai
suoi punti più profondi - per assicurare la
completa rimozione di fasi contaminate
durante il processo di taglio termico.
Per lo zirconio e le sue leghe sono di
norma adoperati dischi mola specifici,
tipicamente all’ossido di alluminio
oppure al carburo di silicio: grande
attenzione deve essere posta nell’evitare
che, durante le operazioni, scintille
possano terminare sulla superficie del
materiale. Allo stesso modo, occorre
anche eliminare dalle superfici qualunque traccia di abrasivo che possa risultare dalle lavorazioni di molatura.
Processi di saldatura
Il processo più diffuso per la saldatura
dello zirconio è il TIG (GTAW, Fig. 3),
Figura 3 - Saldatura TIG di un tubo di
zirconio.
molto apprezzato nella versione manuale
per la versatilità che garantisce; significative anche le versioni automatizzate e
meccanizzate, con ampio ricorso a supporti in rame raffreddati ad acqua per le
saldature lineari in piano ed ai processi
orbitali per le saldature tra tubo e piastra
tubiera (nel caso degli scambiatori) e per
i giunti testa a testa tra tubi.
Il plasma (PAW) è utilizzato in genere
per giunti realizzati in passata singola
sino a circa 9 mm di spessore con processi automatici, sostegni di rame e preparazioni a lembi retti: è frequente, in
questi casi, il ricorso ad una passata di
finitura al diritto realizzata in TIG per
compensare i frequenti avvallamenti e
talvolta una al rovescio, di tipo cosmetico, per correggere eccessi di penetrazione e sgocciolamenti.
Generatori, torcia ed elettrodi
I processi TIG e plasma sono utilizzati di
norma con corrente continua e generatori a caratteristica verticale (a corrente
costante), in polarità diretta (CCPD /
DCEN), con dispositivi di innesco dell’arco ad alta frequenza e controllo
manuale dell’intensità di corrente.
Le torce montano in genere beccucci
ceramici da 3/4” (19 mm) provvisti di
gas lens da 1/8” (3 m) o superiori, con
elettrodi toriati al 2% (AWS A5.12
EW Th-2); per specifiche applicazioni,
ad esempio nel caso di elevate intensità
di corrente, sono talvolta usati in alternativa elettrodi al cerio (EW Ce-2), al lantanio (EW La-1) oppure allo zirconio
(EW Zr-1).
L’estremità dell’elettrodo (Fig. 4) deve
essere appuntita con angoli di circa
20°÷30°, avendo cura di troncarne la
punta per conferirle una geometria
tronco - conica volta a prevenire i rischi
di surriscaldamento e di inclusioni di
tungsteno.
Figura 4 - Preparazione dell'estremità
dell'elettrodo.
Riv. Ital. Saldatura - n. 1 - Gennaio / Febbraio 2009
77
La saldatura dello zirconio
Le dimensioni del beccuccio e la presenza del gas lens sono gli elementi
essenziali per la protezione del giunto,
garantendo la riduzione delle turbolenze
ed un flusso gassoso regolare anche
quando il tungsteno viene fatto fuoriuscire dalla torcia per una certa distanza,
per ragioni di accessibilità.
In casi specifici può essere necessario
l’impiego di beccucci di diametro
minore, tipicamente nel caso di cianfrini
difficili da raggiungere.
Sono disponibili in commercio anche
torce con beccucci trasparenti (Fig. 5)
per migliorare la visibilità come anche
dispositivi di protezione al rovescio per
la saldatura di giunti particolari, come ad
esempio giunti di spigolo.
Consumabili
Il consumabile può essere considerato
pulito finché conservato nella propria
confezione originale, accuratamente
sigillata; per lo zirconio devono essere
previsti magazzini di stoccaggio puliti ed
asciutti, in cui sia possibile mantenere i
consumabili in appositi contenitori
chiusi ad essi riservati. Ogni confezione
deve essere mantenuta sigillata e richiusa
dopo l’utilizzo con nastro adesivo.
La pulizia è uno dei requisiti essenziali
per la saldatura dello zirconio: essa deve
essere garantita durante la manipolazione dei materiali, nelle aree adibite
allo stoccaggio ed in quelle di lavoro,
durante le procedure di preparazione,
sulle parti da saldare, nei locali in cui
viene eseguita la saldatura.
Ad esempio, qualora si renda necessario
molare, tale operazione deve essere eseguita in uno spazio esterno, per non produrre inquinamento. Appena prima di
procedere con la saldatura è necessaria
la spazzolatura del giunto sino ad 1”
circa di distanza rispetto all’asse del
giunto, quindi pulire con un panno
pulito, senza filacce, imbevuto di
acetone, IPA, etilmetilchetone o di altri
solventi analoghi, non base cloro. In
generale, è opportuno pulire anche le
superfici al rovescio, in cui siano rag-
Figura 5 - Torcia con beccuccio trasparente (cortesia C.K. Welding).
giunte in saldatura temperature superiori
a 315 °C.
Quando possibile, è opportuno procedere in successione con la preparazione,
la puntatura e la saldatura; nel caso
invece sia necessario posticipare la saldatura è opportuno proteggere i lembi
con materiale plastico pulito ed asciutto
per evitarne la contaminazione; qualora
poi si dovesse differire la saldatura
occorre sigillare l’estremità dei materiali
base con materiale plastico sigillato con
nastro adesivo (da non applicare, ovviamente, sull’area da saldare).
La classificazione più utilizzata in
ambito internazionale (AWS A5.24 /
ASME IIC - SFA 5.24) è riassunta nella
Tabella IV.
Protezione gassosa
Come accennato, nella saldatura dello
zirconio è essenziale garantire una adeguata protezione gassosa (di norma con
argon, elio o loro miscele) per prevenire
la contaminazione nel bagno da parte di
ossigeno, azoto ed umidità provenienti
dall’atmosfera. Lo zirconio richiede
inoltre protezione durante il raffreddamento (protezione secondaria / “secondary shielding”) per evitare fenomeni di
ossidazione del giunto e le conseguenze
ad essi correlate.
La protezione primaria (alla torcia)
accompagna il bagno sino alla solidifica-
zione, per evitare il contatto con l’atmosfera che comprometterebbe l’intero
volume del bagno stesso: questa è una
delle ragioni che consigliano l’impiego
di beccucci di diametri generosi; malgrado la presenza del gas lens, vanno
comunque evitate eccessive portate di
gas, che potrebbero indurre turbolenza ed
inutili sprechi di gas ad elevata purezza.
La protezione primaria può essere ritenuta sufficiente in caso di ridotti apporti
termici: diversamente, è necessario
provvedere anche alla protezione secondaria, allo scopo di garantire la protezione sino al raffreddamento delle zone
interessate ad almeno 315 °C, come pure
avviene nel caso della protezione al
rovescio (da adottare anche nel caso di
spessori inferiori a circa 6 mm).
La purezza del gas utilizzato non
dovrebbe essere inferiore a 99.998% per
ognuna delle funzioni previste (protezione primaria, secondaria, al rovescio,
lavaggio): l’argon conferisce inoltre stabilità all’arco, per effetto della ridotta
energia di ionizzazione, e risulta persistente sul giunto, grazie alla propria
densità. L’elio o miscele argon - elio
sono talvolta utilizzate in protezione primaria per aumentare la penetrazione, più
raramente come gas di protezione al
rovescio e per lavaggio. Con riferimento
alla purezza, è previsto più in particolare
che ossigeno, umidità ed idrocarburi
TABELLA IV - Composizione chimica di fili e bacchette (ASME IIC - SFA 5.24).
78
Classificazione
UNS
Zr+Hfmin
Hf
ERZr2
R60702
99.01
4.5
ERZr3
R60704
97.5
4.5
ERZr4
R60705
95.5
4.5
0.20
Riv. Ital. Saldatura - n. 1 - Gennaio / Febbraio 2009
Fe + Cr
Sn
O
H
N
C
Nb
0.20
-
0.16
0.005
0.025
0.05
-
0.20÷0.40
1.00÷2.00
0.16
0.005
0.025
0.05
-
-
0.16
0.005
0.025
0.05
2.0÷3.0
La saldatura dello zirconio
totali non superino i 5 ppm, con temperatura di rugiada non superiore a -51 °C
(-60 °F); ogni portata di gas protettivo
deve essere verificata con misuratori
separati.
Particolare attenzione deve inoltre essere
riposta per i tubi di adduzione del gas,
che è opportuno scegliere in PVC,
vinile, Teflon o polipropilene allo scopo
di evitare qualunque permeabilità di gas
atmosferici; allo stesso modo, devono
garantire la completa impermeabilità
anche i collegamenti degli stessi tubi con
il resto dell’impianto di adduzione del
gas. I gas “trailer” devono evitare qualunque intrappolamento di gas atmosferici riducendo progressivamente la pressione del gas dal tubicino di adduzione
alla superficie del giunto in almeno due
o tre stadi successivi; di norma, essi sono
realizzati in rame o acciaio inossidabile
e fissati direttamente al corpo della
torcia in modo da evitare la presenza di
interstizi tra la torcia stessa ed il dispositivo (Fig. 6). All’interno del trailer, la
riduzione della pressione del gas è ottenuta da lana compatta di acciaio inossidabile o di bronzo, con uno spessore
minimo di 25 mm: il diffusore finale è
fatto di bronzo sinterizzato, di acciaio
inossidabile come anche di rame, perforato secondo una griglia regolare.
Per questa funzione sono utilizzate in
genere portate comprese tra 3.5 e 5 l/min
(tra 7 e 10 CFC) per pollice quadrato di
superficie del trailer.
Per verificare l’efficacia del dispositivo è
possibile posizionarlo ad una distanza di
circa 6 -10 mm dalla superficie dello zirconio, quindi riscaldare la superficie
opposta mantenendo il trailer a contatto.
Processi che impiegano elevate intensità
di corrente possono richiedere trailer
maggiormente dimensionati, ad esempio
aventi larghezze di 3÷4” e lunghezze
anche sino a 12”; l’uso di gonne, spesso
realizzate con nastro resistente alla temperatura, è comune ma non dovrebbe
essere necessario nel caso di trailer correttamente realizzati.
Barre di sostegno in rame sono utilizzate
al rovescio per impianti fissi, con larghezze variabili da 1 a 2” e scanalature
longitudinali da 1/8 a 3/8”.
La protezione al rovescio è garantita da
un canale di distribuzione sigillato che
garantisce pressioni e portate costanti
per tutto lo sviluppo longitudinale del
giunto, grazie ad una serie di piccoli fori
di calore, così il
giunto dovrebbe
Adduzione gas
assumere una coloUgello da 3/4”
razione appena
accennata, segno
di una leggera
ossidazione.
Lana di bronzo o
Tutte le superfici
acciaio inossidabile
interne dei volumi
da sottoporre a
lavaggio preliminare devono essere
pulite per evitare
Bronzo poroso
inquinamento dal
gas: le aperture
11/2”
3”
devono essere
chiuse con mateGas lens
riali plastici o
metallici, comunque di tipo non
poroso, e sigillate
con opportuni
nastri. Attenzione
deve essere posta
nel caso di recessi
o volumi interni
poco raggiungibili,
Figura 6 - Trailer gas (schema).
che possono sugregolarmente distribuiti; il materiale
gerire l’uso di miscele tra argon ed elio
base deve essere saldamente fissato alla
per favorirne il lavaggio; portate tipiche
barra di sostegno, possibilmente per
per il lavaggio possono variare all’inizio
tutta la sua lunghezza (Fig. 7).
dell’operazione tra 10 e 25 l/min (da 20
È comune l’uso di nastro adesivo per
a 50 CFH), quindi possono essere ridotte
sigillare temporaneamente la saldatura
a circa 2.5÷10 l/min (da 5 a 20 CFH).
sino alla fase di lavaggio; per tutta la
Nel caso in cui non sia accessibile il
durata delle operazioni, il flusso di prorovescio della saldatura, per procedere
tezione deve restare costante ed in
con il suo esame visivo è consigliabile
leggera pressione rispetto all’ambiente
uno spessore di circa 8-9 mm prima di
per evitare qualunque forma di contamiprocedere con la rimozione del gas di
nazione. L’argon è un cattivo conduttore
protezione al rovescio.
Specialmente
durante l’esecuzione della prima
passata occorre
fare attenzione a
non surriscaldare
il nastro adesivo
utilizzato, per
evitare che possa
rilasciare sostanze
vo l a t i l i :
allo
s c o p o , è o p p o rtuno ridurre al
massimo l’apporto
termico ed utilizz a r e s p e c i fi c i
nastri in fibra di
Figura 7 - Dispositivi per la protezione al
rovescio localizzata (cortesia Hi-Tech
vetro per limitare
Welding).
il problema.
Riv. Ital. Saldatura - n. 1 - Gennaio / Febbraio 2009
79
La saldatura dello zirconio
Procedure di saldatura
Ultimate le fasi preliminari, quella di
lavaggio in particolare, si procede posizionando la torcia ed il trailing gas sul
pezzo, attendendo qualche secondo per
consentire al gas di stabilizzarsi sulla
superficie. L’arco deve essere acceso
(Fig. 8) adoperando dispositivi ad alta
frequenza per evitare inclusioni di tungsteno; quindi, occorre procedere evitando movimenti bruschi per non alterare la regolarità della protezione
gassosa. L’arco deve essere spento diminuendo progressivamente la corrente
(funzioni di “downslope”) impiegando
pedali per limitare o annullare i crateri
finali e mantenendo il consumabile al di
sotto della torcia, che deve restare posizionata durante la fase iniziale del raffreddamento.
Una protezione non adeguata o interrotta
prima del necessario può dar luogo a
colorazioni giallognole o bluastre.
Il consumabile deve essere alimentato
con estrema gradualità verso il bagno di
saldatura; nel caso in cui l’estremità
della bacchetta risulti esposta all’atmosfera, al di fuori della protezione della
torcia, è necessario tagliarne l’estremità
per circa 8÷12 mm, regolandosi in funzione della colorazione assunta dalla sua
estremità.
Durante la saldatura, prima di eseguire
la passata successiva, qualora la colorazione del giunto si presenti di colore
argento brillante, non è necessario effettuare la pulitura; nel caso invece di colorazioni giallognole o bluastre è necessario spazzolare la superficie con spazzole
di acciaio inossidabile dedicate, quindi
pulire con un panno pulito, senza filacce,
imbevuto di acetone oppure di etilmetilchetone (o di altri solventi analoghi, non
base cloro).
Come accennato, specialmente per
la saldatura di particolari di dimensioni
medio-piccole e di forma complessa,
può risultare vantaggioso l’impiego
di camere inerti (Fig. 9) che bene si prestano ad un controllo e ad un monitoraggio in tempo reale del tenore di
ossigeno, tipicamente contenuto internamente.
È appena il caso di ricordare che tali
camere devono essere dotate di un vano
per l’introduzione di parti che eviti continui lavaggi della camera e che il personale addetto - fermi restando i principi di
base del processo - deve essere adegua-
80
Riv. Ital. Saldatura - n. 1 - Gennaio / Febbraio 2009
Figura 8 - Saldatura TIG.
tamente addestrato all’uso delle camere,
date le particolari posture assunte.
Nel caso in cui la protezione primaria sia
risultata insufficiente, l’intero deposito
deve essere considerato inquinato, data
la rapidità dei moti convettivi all’interno
del bagno di fusione; allo stesso modo,
si possono osservare linee variamente
colorate a margine della saldatura per
effetto dei processi di diffusione dei contaminanti, favoriti dal ciclo termico di
saldatura.
Figura 9 - Camera inerte per saldatura.
Il metallo contaminato, di solito caratterizzato da ossidi aventi colorazioni blu
scuro o grigio opaco, deve essere
rimosso completamente con dispositivi
meccanici, quindi la superficie pulita
scrupolosamente prima della riparazione; è chiaro che durante la riparazione risulta fondamentale appurare le
cause che hanno prodotto la contaminazione. Va osservato che, talvolta, una
protezione primaria non ottimale può
non generare colori di ossidazioni evidenti, se seguita da una protezione
secondaria correttamente eseguita, con
rischi di infragilimento del giunto non
riconducibili agli esiti del suo esame
visivo.
Di norma, non viene adottato preriscaldo
per lo zirconio; un leggero preriscaldo
(da 40 a 60 °C) dovrebbe invece essere
adottato nel caso, ad esempio, di temperatura ambientale inferiore a 10 °C,
oppure elevato tasso di umidità, saldature eseguite in opera o materiali base
umidi, come quando prelevati da stoccaggi a temperature inferiori (Tab. V).
Giunti eterogenei
In termini del tutto generali si può affermare che lo zirconio può essere saldato
con buoni risultati ad
altri metalli reattivi
come il titanio (Fig. 10),
il vanadio, il niobio,
l’afnio, il tantalio; diversamente, esso appare
non saldabile a molte
leghe di uso comune,
come ad esempio le
leghe di rame, di nichel
e agli acciai, con i quali
forma composti intermetallici che comportano elevatissimi rischi
di rottura per infragilimento.
La saldatura dello zirconio con altri metalli o
TABELLA V - Esempi di parametri di saldatura, processo TIG.
Diametro consumabile [inch]
1/16
3/32
1/8
Intensità di corrente [A]
100÷150
125÷175
150÷175
Tensione [V]
14÷16
13÷15
13÷15
Velocità [cm/min]
10÷20
10÷20
10÷20
Portata gas primario [l/min]
7.5
7.5
7.5
Portata gas secondario [l/min]
15÷20
15÷20
15÷20
La saldatura dello zirconio
Figura 10 - Giunto saldato tra titanio Gr. 2
(a sinistra) e Zr 702 (a destra), 8X.
leghe refrattari, per quanto spesso possibile, può comportare un aumento della
durezza in zona fusa a causa della soluzione di elementi di lega per diluizione
dal materiale base: in questo caso, si
assiste ad una diminuzione della duttilità
e della resistenza alla corrosione.
A questo quadro introduttivo vanno
aggiunte le considerazioni inerenti alla
saldatura con leghe o metalli aventi temperature di fusione e/o proprietà termiche molto diverse: ad esempio, nel caso
della saldatura tra tantalio e zirconio è
necessario indirizzare la sorgente
termica prevalentemente verso il tantalio,vista la superiore temperatura di
fusione.
L a s a l d a t u r a t r a g r a d i d ive r s i , a d
esempio Zr 702 e Zr 705, prevede di
norma l’impiego di consumabili del tipo
Zr 705, che garantisce una maggiore
resistenza meccanica e non presenta
significative differenze in termini di saldabilità; va osservato, semmai, che il
grado Zr 705 richiede trattamenti termici
di distensione, vista la tendenza al
“delayed cracking” (ciò va le
anche nel caso di
utilizzo di consumabili di tipo
Zr 702).
È noto inoltre che
lo zirconio può
essere utilizzato
per realizzare
placcature con
Foro spia
processi ad esplo(gas backing)
sione con numerosi materiali, ad
esempio acciai al
Figura 11 - Saldatura ad esplosione tra
acciaio al carbonio e zirconio Zr 702.
carbonio (Fig. 11); in questi casi, di
grande interesse per l’industria chimica,
acquistano notevole rilevanza le modalità impiegate per il ripristino della placcatura in zirconio durante le procedure
di fabbricazione: in particolare, va rilevato l’uso di inserti non saldati prima
dell’applicazione del coprigiunto di zirconio, la cui saldatura (di norma con
processo TIG) sarà eseguita avendo cura
di non portare in diluizione il substrato
in acciaio e con l’ausilio di protezione al
rovescio ottenuta attraverso opportuni
fori spia (Fig. 12).
Trattamenti termici
Il trattamento termico dello zirconio può
essere fatto con attrezzature di tipo standard, utilizzate cioè anche per altri materiali, tenendo in considerazione alcune
specificità. Data la sua reattività con il
carbonio, ad elevata temperatura, è
necessario rimuovere completamente
ogni tipo di impurezza prima del tratta-
mento, con un grado di accuratezza
analogo a quello adottato per la saldatura.
La riduzione della resistenza meccanica
alla temperatura di trattamento termico
impone inoltre un adeguato supporto al
materiale per prevenire lo sviluppo di
deformazioni. Sono eseguiti tanto trattamenti in forno quanto trattamenti localizzati: nel caso dei trattamenti in forno,
andrebbero preferiti trattamenti in
vacuum o in protezione di gas inerte per
prevenire ossidazioni superficiali.
Il grado Zr 702 di norma non richiede
trattamenti di distensione, per quanto
specifiche condizioni di esercizio
(severe sollecitazioni di fatica o ambienti
corrosivi particolarmente aggressivi)
possano suggerire trattamenti a circa
565 °C, per periodi variabili da 30 a
60 minuti.
Come già detto, il grado Zr 705 richiede
invece il trattamento entro due settimane
dalla saldatura per prevenire rischi di
infragilimento e di criccabilità da idruri
(Figg. 13 - 14).
Coprigiunto
Controllo della qualità
Inserto
Giunto del supporto
Figura 12 - Ripristino della placcatura di Zr
700 con inserto e coprigiunto saldato.
Indipendentemente dai controlli non
distruttivi successivamente effettuati,
quali tipicamente il controllo con liquidi
penetranti, l’esame ultrasonoro o quello
radiografico, per lo zirconio (come anche
per il titanio) l’esame visivo risulta estremamente significativo. In particolare,
una banda di colore argentato in prossimità della linea di fusione indica una
leggera contaminazione ed è tipica anche
nel caso di procedure eseguite in modo
Riv. Ital. Saldatura - n. 1 - Gennaio / Febbraio 2009
81
La saldatura dello zirconio
Figura 13 - Trattamento termico di particolari saldati grado Zr 705 (cortesia Titanium
fabrication).
A
B
C
D
Figura 14 - Hydride delayed cracking
(cortesia Wah Chang).
E
F
Figura 15 - Colori di ossidazione dello zirconio in saldatura.
estremamente accurato. Diversamente,
una scarsa pulizia può essere rappresentata da una banda bluastra appena
accanto a quella brillante; una colorazione marroncino tenue può essere
invece presente anche nel caso di procedure applicate in officina ed è ritenuta
tollerabile in numerosi casi; essa è inoltre
evitabile con l’uso di torce e trailer più
larghi e con puliture più accurate. Relativamente invece alla zona fusa (Fig. 15):
• una superficie regolare con una colorazione argento iridescente rappresenta la situazione ottimale (A);
• una leggera colorazione superficiale
(B, C) può essere rimossa mediante
spazzolatura prima di proseguire la
saldatura;
• una colorazione blu scuro (D) indica
invece una contaminazione più profonda, che suggerisce la rimozione di
uno strato di circa 0.25 mm per eliminare completamente il metallo ossidato;
• una superficie opaca, non iridescente,
con tonalità blu ancora più scure o
grigio opaco (E, F) richiede di norma
la rimozione della saldatura;
• nel caso di colorazione biancastra è
necessario rimuovere anche dal materiale di base uno strato di circa
82
Riv. Ital. Saldatura - n. 1 - Gennaio / Febbraio 2009
0.50 mm al di sotto della superficie di
fusione (va osservato che, in questo
caso, la procedura di protezione è
stata completamente inefficace).
Come anche nel caso del titanio e delle
sue leghe, la prova di piegamento appare
significativa quanto delicata e deve essere
eseguita con raggi di piegamento pari a
5 volte lo spessore saldato (diametri del
mandrino pari a 10 volte lo spessore).
Allo stesso modo, durante la prova di
durezza si assiste di norma ad un incremento dei valori rispetto al materiale di
base, per effetto della presenza dei contaminanti (spesso in soluzione interstiziale), con aumenti medi attorno a 30 HB.
Riferimenti normativi
- AWS A5.24 - Specification for Zirconium and Zirconium Alloy Welding Electrodes and Rods.
- ASTM B495 - Standard Specification for Zirconium and Zirconium Alloy Ingots.
- ASTM(S) B551/B551M - Standard Specification for Zirconium and Zirconium
Alloy Strip, Sheet, and Plate.
- ASTM(S) B493 - Standard Specification for Zirconium and Zirconium Alloy Forgings.
- ASTM(S) B550/B550M - Standard Specification for Zirconium and Zirconium
Alloy Bar and Wire.
- ASTM(S) B658/B658M - Standard Specification for Seamless and Welded Zirconium and Zirconium Alloy Pipe.
- ASTM B653/B653M - Standard Specification for Seamless and Welded Zirconium and Zirconium Alloy Welding Fittings.
- ASTM(S) B523/B523M - Standard Specification for Seamless and Welded Zirconium and Zirconium Alloy Tubes.
- ASTM B752 - Standard Specification for Castings, Zirconium-Base, Corrosion
Resistant, for General Application.
- ASTM B898 - Standard Specification for Reactive and Refractory Metal Clad Plate.
(S) indica le classificazioni adottate dal codice ASME
Centro Fiera del Garda
Montichiari, Brescia
2 - 4 Aprile 2009
Organizzata da
ADExpo Srl
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w w w . a l u m o t i v e . i t
Mostra Internazionale della Componentistica,
della Subfornitura e delle Soluzioni Innovative in Alluminio,
Metalli e Materiali Tecnologici per l’Industria dei Trasporti
Scienza
e
Tecnica
Il nuovo approccio al controllo dei tubi di scambiatori di
calore con apparecchiature “Multi-Technology”
Il controllo con correnti indotte dei tubi
è una tecnologia da anni consolidata
che ha trovato principale impiego nel
campo del “power generation” (centrali elettriche) ed in campo petrolchimico.
Le limitazioni del controllo nel caso di
materiali magnetici e nel caso di geometrie complesse (ad esempio tubi alettati)
hanno visto negli anni il nascere di tecnologie parallele atte a superare tali
limiti.
L’attuale progresso tecnologico, soprattutto in campo informatico, ha permesso
di mettere a disposizione le differenti
tecnologie ispettive idonee allo scopo in
un’unica apparecchiatura in grado di
svolgere anche ispezioni multi-frequenza.
In questo modo diviene possibile non
solo rispondere alle esigenze specifiche
ma anche, mediante l’ispezione dello
stesso tubo con differenti tecniche, risolvere indicazioni di dubbia natura.
Le apparecchiature “Multi-Technology”
di ultima generazione per il controllo dei
tubi consentono l’ispezione con le
seguenti tecniche diagnostiche:
• controllo con correnti indotte (ET);
• controllo a campo remoto (RF);
• controllo a flusso magnetico disperso
(MFL);
• controllo ultrasonoro borosonico
(IRIS).
Il controllo con correnti indotte (ET)
viene impiegato nel caso di tubi amagnetici ed è in grado di risolvere la presenza di riduzioni di spessore interne ed
esterne (provocate da corrosioni, erosioni, abrasioni, indicazioni sotto i diaframmi), crateri isolati ed incrinature.
Il controllo a campo remoto (RF) è utilizzato per l’ispezione di tubi ferromagnetici per rilevare e dimensionare riduzioni di spessore provocate da
corrosioni, erosioni, abrasioni, pitting e
indicazioni in prossimità dei diaframmi.
Il controllo a flusso magnetico disperso
(MFL) è una tecnica di ispezione di
screening atta a rilevare difetti concentrati come scanalature, crateri isolati o
cricche circonferenziali.
Essa è molto utile nel caso di tubi in
acciaio al C con alettatura in lega di Al
in quanto il campo magnetico non è sensibile alla presenza delle alette.
Il controllo ultrasonoro borosonico
(IRIS) è utilizzato per l’ispezione di
un’ampia gamma di materiali, magnetici e non magnetici. Questa tecnica permette di rilevare e dimensionare perdite
di metallo provocate da corrosione, erosione, abrasione, crateri isolati ma
anche rotture e incisioni provocate dai
diaframmi.
Questa tecnica viene utilizzata spesso
per verificare nel dettaglio indicazioni
rilevate dalle precedenti tecniche ispettive.
Dott. Ing. Francesco Bresciani
IIS
Riv. Ital. Saldatura - n. 1 - Gennaio / Febbraio 2009
87
Pubblicazioni IIS
Metallografia e corrosione
dei giunti saldati
Indice
Capitolo 1. METALLOGRAFIA DEI GIUNTI SALDATI: Metallografia della saldatura con sistemi ottici (preparazione dei provini,
esame macrografico, esame micrografico); Microscopia elettronica
(microscopio elettronico a trasmissione, microscopio elettronico a
scansione); Altri esami strutturali (impronta Baumann, diffrazione
a raggi X, frattografia).
Capitolo 2. CORROSIONE: Generalità (processo di corrosione ad
umido, processo di corrosione a secco).
2008, 20 pagine, Codice: 101115, Prezzo: € 40,00
Soci IIS - Membri IIS Club, Prezzo: € 32,00
ISTITUTO ITALIANO
DELLA SALDATURA
Divisione PRN
Maura Rodella
Lungobisagno Istria, 15
16141 GENOVA
Tel. 010 8341385
Fax 010 8367780
Email: [email protected]
www.weldinglibrary.com
www.iis.it
IIS News
Comitato Direttivo
Il Comitato Direttivo dell’Istituto, congiuntamente al Collegio dei Revisori dei
Conti, si è riunito a Genova presso la
sede dell’IIS il giorno 21 Novembre
2008; la riunione è stata presieduta dal
Presidente dell'Istituto Dott. Ing. Ferruccio Bressani.
Il Segretario Generale, Ing. Scasso, su
invito del Presidente, ha fornito al Comitato un breve resoconto sull’ andamento
dell’Istituto, con riferimento al mese di
Ottobre, presentando dati aggiornati su:
il numero delle ore totali e fatturabili
dell’Istituto, la ripartizione del fatturato
per centro di responsabilità, il preconsuntivo del conto economico, il margine
di contribuzione per centri di responsabilità, il numero e la ripartizione dei
dipendenti in organico, gli investimenti
in immobilizzazioni, il valore e la ripartizione dei crediti scaduti, l’andamento
della liquidità.
Il Comitato Direttivo ha preso atto con
soddisfazione.
Scasso ha inoltre informato sull’attività
relativa alla gestione del Rinnovo della
parte economica del Contratto dei Lavoratori Dipendenti, non Dirigenti, dell’Istituto, presentando le richieste comunicate dalle OO.SS. Il Comitato
Direttivo ha preso atto e, in base alle
deleghe conferite, ha ribadito l’attribuzione al Segretario Generale del
mandato per la rappresentanza dell’Ente con facoltà di negoziazione e
stipula degli accordi contrattuali aziendali.
Scasso ha illustrato quindi attività e
schemi riguardanti la ristrutturazione e
la riorganizzazione dell’Istituto con par-
ticolare riguardo alle nuove configurazioni delle attività di certificazione e di
erogazione dei servizi tecnici. Nell’ottica del progetto di gemmazione dell’Istituto, il Comitato Direttivo ha dato
mandato al Collegio dei Revisori dei
Conti di individuare la miglior definizione del percorso aziendale, giuridico,
contabile, tributario ed organizzativo da
intraprendere.
In considerazione del sempre più complesso panorama gestionale, il Comitato
Direttivo ha inoltre deciso di richiedere
l’implementazione di un Sistema di
Gestione Integrato che consideri all’inizio gli aspetti relativi a Sicurezza e
Responsabilità degli Amministratori.
A questo fine, il Presidente Ing. F. Bressani è stato nominato Champion per la
realizzazione del progetto.
Per quanto concerne l’acquisizione del
Nuovo Sistema Informativo Aziendale, è
stata presentata una relazione circa le
risultanze delle attività svolte ai fini dell’individuazione della miglior soluzione
per i fabbisogni dell’Istituto. Il Comitato
Direttivo ha dato mandato al Presidente
ed al Segretario Generale, coadiuvati
dall’Ing. Scopesi, Champion per l’informatica, di finalizzare il percorso di
acquisizione, sulla base delle risultanze
emerse.
Il Comitato ha quindi esaminato la
situazione delle associazioni all’Istituto
dal 15 Settembre al 20 Novembre 2008
decidendo di accogliere 2 nuove richieste di associazione di Soci individuali e
le dimissioni di 2 Soci individuali.
Scasso ha presentato una relazione
tecnica sulle possibilità di ampliamento
delle disponibilità immobiliari dell’Istituto, di cui si era discusso nella prece-
dente riunione. Il Comitato Direttivo
conferma il mandato al Segretario
Generale per procedere nell’analisi, fornendo all’uopo una relazione sui costi e
benefici delle operazioni prospettate.
Scasso ha infine concluso relazionando
circa l’avanzamento delle attività nell’organizzazione della quinta edizione
delle Giornate Nazionali di Saldatura,
che si terrà a Venezia nel Maggio 2009,
congiuntamente alla settima edizione di
Eurojoin (la manifestazione dell’European Welding Federation) ed ha informato che, nel corso del 2008, sono state
pubblicate 22 nuove Dispense ed è prevista la realizzazione di almeno 18
Manifestazioni, entrambe ad elevato
contenuto tecnico-scientifico. Ricordando le radici culturali dell’Istituto,
Scasso ha quindi proposto di istituzionalizzare, nell’O.d.G. delle future riunioni
del Comitato Direttivo, l’introduzione di
un punto specifico: Pubblicazioni e
Manifestazioni. Il Comitato Direttivo ha
approvato prendendo atto con soddisfazione delle azioni intraprese e di quelle
previste.
ESI Italia - “Welding Distortion
Workshop”
Il 4 Dicembre scorso, presso la sala
“Ugo Guerrera” della sede genovese
dell’IIS, si è svolto il seminario dal titolo
“Welding Distortion Workshop” tenuto
dal Dott. Harald Porzner di ESI Group
ed organizzato da IIS in collaborazione
con ESI Italia.
Il seminario ha visto coinvolti oltre 40
partecipanti, in rappresentanza di 26
aziende provenienti dai più diversi
settori industriali (navale, energetico,
movimentazione, robotica, automotive,
Riv. Ital. Saldatura - n. 1 - Gennaio / Febbraio 2009
89
IIS News
ecc.), che hanno tutti in comune l’interesse e la necessità di poter prevedere il
risultato finale ottenuto da una variazione del proprio processo di saldatura.
La maggiore attenzione è stata rivolta ai
due principali aspetti della saldatura:
• la simulazione dettagliata della saldatura, con simulazione del cambio
di stato, struttura cristallina, zona
fusa e termicamente alterata;
• la simulazione delle distorsioni
derivanti dal processo di saldatura
di un assieme, utilizzando come
dati di ingresso i parametri locali ed
ottenendo la forma finale del manufatto, avendo poi la possibilità di
verificare l’influenza dei parametri
di processo (velocità di passata,
ordine delle saldature, afferraggi,
apporti termici, ecc.) sulle deformazioni.
L’appuntamento ha consentito di illustrare ai partecipanti come sia possibile
simulare completamente il proprio processo di saldatura con un approccio corretto, poco dispendioso in termini di
risorse e che, al contempo, produca un
risultato ampiamente validato.
L’ampio interesse dimostrato dalle
aziende intervenute e la validità industriale degli argomenti trattati attestano
ancora una volta l’attenzione e la capacità da parte dell’IIS di identificare le
migliori soluzioni disponibili sul
mercato - nell’ambito della tecnologia
applicata ai processi - per tutte le
aziende interessate ad ottimizzare le loro
performances ed i loro prodotti.
Ringraziamo ESI Italia per la preziosa
collaborazione offerta nell’organizzazione di questo evento e vi diamo appuntamento al prossimo workshop.
90
Riv. Ital. Saldatura - n. 1 - Gennaio / Febbraio 2009
Progetto di Formazione
Professionale Europea EuroData
site sessioni simulate di esami pilota.
Il giorno 19 Maggio nel pomeriggio
(alle ore 14.30) verrà effettuato presso
l’Hotel Bologna Best Western di Mestre
(VE) un Seminario, durante il quale verranno illustrate le modalità di esecuzione degli esami utilizzando la banca
dati di domande aggiornata. La dimostrazione verrà effettuata in lingua
inglese da parte dell’ideatore del nuovo
sistema informatizzato: Ing. Italo Fernandes dell’EWF.
Nei giorni 26 e 27 Gennaio 2009 si è
svolta a Bratislava (Repubblica Slovacca)
una riunione del Consorzio Europeo
incaricato dell’esecuzione del Progetto di
Formazione Professionale Leonardo da
Vinci “EuroData”. Obiettivo di tale progetto è quello di aggiornare, ampliandola
con un numero adeguato di nuove
domande, la banca dati costituita dalle
domande a quiz a risposta multipla per
l’esame scritto di
qualificazione delle
Figure Professionali
di Coordinamento in
Saldatura: EWE ed
EWT, previste dalla
Federazione Europea
della Saldatura EWF.
La riunione aveva lo
scopo di verificare lo
stato di avanzamento
del progetto, approvando l’ultima serie
di domande a quiz,
I componenti del Consorzio Europeo ritratti nell’aula Meeting
che sono state prepadell’Istituto della Saldatura Slovacco (VuZ) di Bratislava. Sullo
sfondo il bassorilievo del fondatore, nel 1949, Prof. Čabelka Jozef.
rate e successivamente revisionate per
due volte, in maniera
distribuita fra i vari
partner: EWF (P) IIS (I) - ISQ (P) ASR (RO) - VuZ (SK)
- SLV (D). Nel corso
della riunione sono
state anche stabilite
le modalità operative
per la validazione
delle
stesse
domande, attraverso
degli opportuni test
I componenti del Consorzio Europeo nel corso della riunione.
da effettuare in appo-
Normativa
Tecnica
Problematiche legate al ritiro di norme UNI a seguito
dell’emissione di norme europee sullo stesso argomento
Come già più volte è stato riferito, le
norme europee emesse dal CEN (Comitato Europeo di Normazione) devono
essere obbligatoriamente recepite da
tutti i Paesi dell' Unione Europea e le
norme nazionali esistenti sullo stesso
argomento devono essere ritirate. Esiste
però una situazione di fatto che impedisce, in alcuni casi, di ottemperare a
questa disposizione.
Uno degli impedimenti è quello dato dal
fatto che alcune norme UNI sono richiamate in decreti ministeriali e pertanto
assumono un valore vincolante per le
Aziende che operano in questi settori. Il
ritiro di queste norme, pur rimanendo
reperibili presso la banca dati dell’ UNI
ma non più in catalogo, potrebbe creare
qualche problema anche di carattere
contrattuale / legale.
Un altro tipo di impedimento, nel settore
della saldatura in particolare, consiste
nel fatto che i criteri adottati negli anni
passati per la stesura delle norme nazionali hanno portato in genere alla emissione di norme omnicomprensive.
La filosofia del normatore europeo è
diversa: tende in genere a redigere
norme che trattano un singolo argomento e che possono essere richiamate,
ad integrazione, in altre norme; questo
per permetterne una più flessibile utilizzazione.
Ne segue che fino a quando il CEN non
avrà emesso, per un determinato argomento, tutte le norme a totale copertura
della norma nazionale corrispondente,
quest'ultima dovrà restare in vigore per
non creare vuoti normativi.
Un ulteriore motivo di impedimento al
ritiro è dato dal fatto che, in certi casi, il
campo di applicazione di una norma
nazionale (ad esempio per quanto
riguarda il range degli spessori considerati) non coincide con quello prescritto
a livello europeo, per cui le Aziende si
troverebbero in questi casi senza riferimenti normativi se la norma nazionale
venisse ritirata.
Quelli esposti sono alcuni dei motivi per
cui alcune norme UNI sono ancora in
vigore nonostante siano già state emesse
norme europee sullo stesso argomento.
Ultima riflessione: è però vero che la
grande quantità di norme europee, di
loro revisioni e/o di loro emendamenti
emessa in questo ultimo decennio,
sommata alla esistenza di norme nazionali sullo stesso argomento, in taluni
casi ha creato e crea confusione a coloro
che le norme devono utilizzare o far utilizzare.
Ci si può pertanto ragionevolmente
domandare se norme nazionali che non
vengono più richieste dal mercato, in
quanto obsolete, superate da tecnologie
più avanzate o comunque non più in
linea con i dettami della buona pratica
che le norme dovrebbero esprimere,
debbano essere mantenute o eliminate in
attesa di future norme in sostituzione.
Geom. Sergio Giorgi (IIS)
Riv. Ital. Saldatura - n. 1 - Gennaio / Febbraio 2009
91
Salute,
Sicurezza
e
Ambiente
Nostalgie delle “Sorelle 626 e 494”
È assai frequente negli incontri di
aggiornamento, soprattutto presso gli
Ordini professionali che annoverano fra
i loro iscritti Coordinatori e Responsabili del servizio di prevenzione e protezione (confidenzialmente individuati
come “uomini 494” e “uomini 626”),
rilevare come ancora, da parte di molti
brillanti cultori, per retaggio culturale,
o forse per vezzo, sia d’uso mantenere le
distanze dai colleghi dell’altra specialità, non dando a vedere di aver colto
quella che è l’essenza della “nuova
sicurezza”, vale a dire l’impianto (nelle
intenzioni lodevoli, ancorché non completamente attuate, del patrio legislatore) di una sostanziale convergenza di
regolamentazione da vari settori nella
comune matrice prevenzionistica.
Fuori dalla retorica e dalle costruzioni
ostentatamente tassonomiche, vi è da
dire che una lettura curiosa dell’impianto del Decreto 81/2008, che ci
governa da alcuni mesi, ci porta a sottolineare quella che è apparentemente una
mera struttura editoriale (la divisione in
tredici Titoli ed in oltre cinquanta Allegati), ma che nella sostanza è proprio
evidente l’intenzione del legislatore di
ricondurre ad unità il frammentario
repertorio della normativa di salute e
sicurezza sui luoghi di lavoro.
E così - anticipo le mie conclusioni deve assolutamente rigettarsi l’opinione
che il decreto novello si sostanzi in un
affastellamento di leggi diverse, forse
tutt’al più collegate per comodità di
consultazione, e non costituisca un vero
e proprio “corpus” che, utilizzando le
radici storiche prossime e remote, riconduca questa disciplina (che è, ben si
ricordi, squisitamente giuridica, prima
ancora di essere tecnica) a unità organica, epperciò sistematica.
La riprova in brevi ed emergenti constatazioni: il Titolo I è il cardine fondamentale dei principi e delle regole, in cui
compaiono le posizioni oggettive e soggettive, i fondamenti di quel ponte
imprescindibile che va dalla considerazione dei rischi e delle correlate misure
di prevenzione e protezione sino all’ingresso nella sfera dei destinatari, di ogni
livello aziendale, attraverso informazione, formazione e addestramento, i
modelli organizzativi e infine anche
l’impianto sanzionatorio nella sua parte
generale. Seguono, ciascuno con la specificità che lo connota, i successivi Titoli
che si innestano - come rami portanti
delle disposizioni particolari relative
agli ambiti e alle situazioni degne di
autonoma considerazione - sul tronco
saldo e sperimentato da costante applicazione e da conforto giurisprudenziale,
costituito dal primo Titolo.
Il discorso che qui per brevità sintetizzo
riguarda in particolare il Titolo IV la cui
enunciazione, nella fatua disputa fra
conservatori e vindici dell’èlite degli
“edili” da un lato e i “generalisti”
dall’altro, si vorrebbe dagli uni come
mera collocazione nella mappa della
normativa con mantenuta autonomia e
distacco, dagli altri come approfondimento caratterizzato dalla specificità
per la singolare organizzazione dell’ambiente di lavoro e per i correlati rischi, e
purtuttavia regolato a monte dal primo
Titolo che detterebbe le regole del
giuoco.
Dirò, per necessaria presa di posizione,
che la seconda via mi pare la più coerente con il nuovo impianto, pur
dovendo comunque sottolineare che non
un’istintiva propensione a tanto mi
conduce, quanto alcuni richiami (per
tutti evidenti quelli dell’Allegato XIV,
segnatamente le tematiche delle 28 ore
del modulo giuridico della formazione)
che esplicitano la “reductio ad unitatem” e l’indissolubile aggancio del
Titolo IV al Titolo I. E taccio della compenetrazione di tutti i rischi enumerati e
considerati negli altri Titoli e negli Allegati, ovviamente da non potersi pretermettere nel governo della sicurezza del
cantiere, come all’opposto, in virtù di un
principio da riprendersi dalla legge
delega dell’anno scorso, va scorporata
la regola circa gli appalti c.d. “interni”,
che risulta in oggi disciplinata nel primo
Titolo.
Prof. Tommaso Limardo
Docente di sicurezza del lavoro
Riv. Ital. Saldatura - n. 1 - Gennaio / Febbraio 2009
93
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In memoria
Si è spento a Lecco, il 20 Febbraio 2009, Ezio Annettoni, Membro del
Consiglio Generale dell' Istituto Italiano della Saldatura.
Nato nel 1922, Ezio Annettoni, dopo aver affiancato per alcuni anni il
padre Alessandro nella conduzione della SICE (Società Italiana Costruzioni Elettromeccaniche) produttrice di saldatrici ad arco ed a resistenza,
spinto da un innato spirito imprenditoriale, decise, insieme al padre, di
lasciare la SICE per fondare una nuova azienda.
Nel 1950 fondò quindi la CEA - Costruzioni Elettromeccaniche Annettoni
S.p.A. aprendo uno stabilimento a Lecco.
Sul finire degli anni Cinquanta, Annettoni intuì di avere le possibilità per
una forte espansione all’estero. Iniziò così una considerevole attività di
esportazione, sostenuta da un'adeguata attività di promozione, con partecipazione ai principali eventi espositivi nel mondo.
Alla fine degli anni Sessanta Ezio Annettoni firmò, in America, un accordo
con la Chemetron P/H di Chicago, che gli permise di costruire, su licenza,
le saldatrici MIG/MAG e di distribuirle in tutto il mondo; per la sua
azienda si spalancarono così le porte di un mercato vastissimo e in ulteriore promettente sviluppo.
L'lstituto, dopo anni di partecipazione come Socio attivo e fedele, lo elesse
a Membro del Consiglio Generale nel 1990 ove rimase, sempre attivo e
propositivo, fino al 2000.
Scompare con lui un tecnico di grande valore ed una guida ed esempio sul
lavoro e nella vita.
Riv. Ital. Saldatura - n. 1 - Gennaio / Febbraio 2009
95
Pubblicazioni IIS
Metallurgia e saldabilità del rame
e delle sue leghe
Indice
Capitolo 1. METALLURGIA.
Capitolo 2. CLASSIFICAZIONE DEL RAME E DELLE SUE LEGHE:
Generalità; Rame puro commerciale; Ottoni; Bronzi alla stagno;
Bronzi all’alluminio, al silicio ed al berillio; Cupronichel.
Capitolo 3. SALDABILITÀ: Generalità; Rame puro, commerciale e
legato; Bronzi allo stagno; Bronzi all'alluminio, al silicio ed al berillio;
Cupronichel.
Capitolo 4. TECNOLOGIA DELLA SALDATURA: Processo con
fiamma ossiacetilenica; Processi ad arco elettrico con protezione
gassosa; Processo ad elettrodi rivestiti; Altri processi di saldatura.
Capitolo 5. CONTROLLO DELLA QUALITÀ: Materiali di apporto;
Imperfezioni caratteristiche nella saldatura del rame e delle sue
leghe; Certificazione dei saldatori; Trattamenti termici post-saldatura.
2008, 32 pagine, Codice: 101116, Prezzo: € 40,00
Soci IIS - Membri IIS Club, Prezzo: € 32,00
ISTITUTO ITALIANO
DELLA SALDATURA
Divisione PRN
Maura Rodella
Lungobisagno Istria, 15
16141 GENOVA
Tel. 010 8341385
Fax 010 8367780
Email: [email protected]
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www.iis.it
Dalle
Aziende
Nuove certificazioni ESAB
ESAB, leader mondiale nelle tecnologie
di saldatura e taglio, ha ottenuto la certificazione per il suo sistema di controllo
e gestione “Environmental and Occupational, Health & Safety Management
System”.
Il sistema riguarda tutto il personale e le
attività ESAB in tutto il mondo e riteniamo che ESAB sia la prima società
globale in ogni settore ad ottenere
questo livello di controllo di gestione sia
per l’ambiente che per la salute e sicurezza.
Migliaia di aziende hanno ottenuto
l a c e r t i fi c a z i o n e I S O 1 4 0 0 1 e / o
OHSAS 18001 per determinate locazioni, ma ESAB è l’unica società globale
ad averle ottenute entrambe in tutto il
mondo.
“È fondamentale per tutte le nostre attività”, ha spiegato Stefan Larsson, Direttore dello Sviluppo Sostenibile nel
Gruppo ESAB, “perché un sistema di
controllo che riguarda tutte le attività,
da progetto e sviluppo, fino alla produzione, vendita e servizio di assistenza
tecnica in tutto il mondo, è il fondamento di un’azienda ben gestita.
I nostri clienti e le società con cui
cooperiamo sanno così che le nostre
attività e i nostri prodotti sono conformi
con i più elevati standard di rispetto
ambientale, salute e sicurezza in ogni
mercato.
Sanno inoltre che noi siamo impegnati a
migliorare continuamente i nostri standard a livello mondiale.
Le certificazioni ISO 14001 e OHSAS
18001 confermano la leadership globale
di ESAB nel condurre con successo il
suo sviluppo nel pieno rispetto dell’ambiente e della sicurezza”.
ESAB Saldatura S.p.A.
Via Mattei, 24 - 20010 Mesero (MI)
Tel. 02 979681 - Fax 02 97289300
e-mail: [email protected]
www.esab.it
Ad Aprile doppio appuntamento
con mcm Days “Manutenzione &
Diagnostica”
L’importante evento dedicato alla
Manutenzione Industriale, oltre alla
consolidata tappa milanese, aspetta i
professionisti del settore anche a Roma.
Per il 2009 raddoppia l’appuntamento
con “mcm Days”, la Mostra Convegno
della Manutenzione Industriale: dopo i
grandi riscontri ottenuti nelle precedenti
edizioni, che hanno registrato un’affluenza eccezionale e un alto grado di
soddisfazione da parte dei presenti,
l’evento dedicato agli operatori professionali che operano nel panorama della
Manutenzione si svolgerà il 23 Aprile a
Milano (sede ormai consolidata per la
manifestazione) e il 28 Aprile a Roma.
Anche per queste edizioni continua il
sodalizio tra EIOM Ente Italiano Organizzazione Mostre, che gestisce la parte
organizzativa, e A.I.MAN. (Associazione
Italiana Manutenzione), che cura gli
aspetti tecnico-scientifici e organizza la
sessione congressuale plenaria del
mattino, in cui si confronteranno personalità di spicco del settore sulle tematiche di
stretta attualità. La Diagnostica sarà il
tema cardine dei due eventi, che saranno
quindi occasione per fare il punto sulle
tecniche più aggiornate e presentare
Riv. Ital. Saldatura - n. 1 - Gennaio / Febbraio 2009
97
Dalle Aziende
“case histories” di manutenzione. Con le
odierne tecniche di diagnostica, infatti, è
possibile acquisire tutte le informazioni
fondamentali per valutare lo stato di
salute delle macchine e dei processi, così
da andarne ad individuare i difetti sul
nascere e programmare in anticipo le
azioni correttive necessarie, garantendo
di conseguenza un miglior rendimento dei
macchinari e un utile risparmio di risorse.
La formula di “mcm Days” prevede naturalmente, oltre al già citato convegno del
mattino, anche una importante area espositiva, in cui saranno presenti le principali
aziende che operano nel mondo della
manutenzione: nell’ultima edizione erano
presenti ben 20 aziende operanti a 360°
nel campo della manutenzione, dalla termografia ai software di analisi e controllo,
dagli analizzatori alla manutenzione elettrica, dall’analisi delle vibrazioni alla
strumentazione di misura, ecc.
Le stesse aziende espositrici hanno poi
la possibilità di svolgere una serie di
workshop tecnico-applicativi pomeridiani in cui presentare, agli operatori
professionali in visita, degli approfondimenti specifici e le proprie soluzioni alle
questioni calde del momento.
All’evento “mcm Days” di Milano (23
Aprile, Crowne Plaza Hotel) sarà presente anche per questa edizione l’Istituto
Italiano della Saldatura, già partner
della manifestazione lo scorso anno.
Il prog ramma delle giornate sarà
presto disponibile sul sito www.mcmonline.it/days, attraverso cui gli operatori
interessati potranno anche preregistrarsi
per accedere gratuitamente alla manifestazione, partecipare a convegni e workshop e usufruire di tutti i servizi offerti
dagli sponsor (coffee break, buffet ed
eventuale documentazione, scaricabile
in pdf dopo gli eventi).
Le giornate di Milano e Roma, inoltre,
fanno da preludio ad un altro importante
appuntamento per gli operatori del
settore: la terza edizione di MCM Mostra
Convegno Internazionale della Manutenzione Industriale, in programma dal 20
al 22 Ottobre 2009 a Veronafiere, l’appuntamento di riferimento in Italia per le
tematiche manutentive.
EIOM
Ente Italiano Organizzazione Mostre
Viale Premuda, 2 - 20129 Milano
Tel. 02 55181842 - Fax 02 55184161
e-mail: [email protected]
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98
Riv. Ital. Saldatura - n. 1 - Gennaio / Febbraio 2009
Saldatura orbitale efficiente - Il
nuovo controllo di sistema assicura
qualità e redditività migliorate
La saldatura orbitale è il processo privilegiato di alta qualità per collegare e
congiungere tubi metallici e per il quale
sono necessari un know-how avanzato e
una tecnologia di grande precisione. Il
sistema di saldatura orbitale FPA 2030
AC/DC di Fronius soddisfa entrambi
questi requisiti. Le conoscenze accumulate, unite alla tecnologia di controllo,
assicurano agli utenti un’elevata sicurezza di processo, consentendo l’esecuzione di saldature automatizzate a costi
vantaggiosi e la riduzione delle tempistiche di produzione. Inoltre, il sistema è
adatto all’impiego flessibile nei cantieri
e per l’esecuzione di saldature manuali.
Nel processo di saldatura orbitale, la
torcia ruota attorno al componente fisso
e, poiché nelle applicazioni pratiche i
componenti devono essere congiunti sia
verticalmente sia orizzontalmente,
durante il processo di saldatura è possibile che si presentino tutte le posizioni di
saldatura. Per poter produrre ogni volta
giunzioni di altissima qualità e riproducibilità, il saldatore ha bisogno di un
sistema dotato di controllo software
intelligente e di un’interfaccia che
risponda a tutte le esigenze delle applicazioni pratiche.
Il nuovo FPA 2030 è un controllo di
sistema completamente digitalizzato e
controllato mediante microprocessore,
creato appositamente per la saldatura
orbitale. È dotato di un software di
gestione del generatore attivo collegato
a un processore di segnale digitale ed è
in grado di rispondere in tempo reale a
eventuali modifiche. In questo modo si
ottengono una precisione del processo di
saldatura mai raggiunta finora, l’esatta
riproducibilità dei risultati e qualità di
saldatura eccezionali. L’interfaccia
intuitiva che consente il controllo
mediante “touch screen”, con visualizzazione grafica a colori dei dati di processo, favorisce la gestione rapida e
sicura dei processi di lavoro e la visualizzazione e regolazione immediata di
tutte le funzioni fondamentali.
L’FPA 2030 supporta tutti i generatori
TIG (tungsteno-gas inerte) Fronius digitali TransTig / MagicWave 2500 e 3000,
consentendo così agli utenti di programmare e gestire i 6 parametri: gas inerte,
corrente di saldatura, rotazione della
testina di saldatura, parametri filo,
parametri AVC (regolazione della
distanza della torcia per saldatura) e
OSC (oscillazione della torcia per saldatura). È possibile installare il controllo di sistema sul carrello PickUp,
sopra il generatore, per assicurare una
semplicità di utilizzo ottimale. Inoltre,
da chiusa, la copertura anteriore funge
da protezione meccanica per il pannello
di controllo e per la stampante; da
aperta, da schermo protettivo per il
touch screen. Il comando a distanza
agevola ulteriormente il lavoro ed è
dotato di tutte le funzioni per il controllo
in loco del sistema di saldatura orbitale.
Il controllo di sistema è ottimamente
equipaggiato per assicurare anche la
massima flessibilità di impiego pratico:
oltre a varie pinze di saldatura orbitali
per i campi d’impiego
più disparati, l’FPA
2030 supporta anche
le torce per saldatura
manuale. E le caratteristiche “a tutto
tondo” rappresentano
un ulteriore punto a
suo favore. Grazie
all’ottimo processo di
accensione, è adatto
per gli acciai non
legati e bassolegati,
nonché per l’acciaio
al cromo/nichel altolegato. Nella saldatura TIG AC, l’FPA
2030 tiene conto, oltre
che del diametro,
anche della tempera-
Dalle Aziende
tura effettiva dell’elettrodo. Dal
momento che è possibile adattare in
modo ottimale un’amplissima gamma di
frequenze AC alle esigenze effettive, il
sistema è inoltre eccezionalmente adatto
alla saldatura di alluminio e rispettive
leghe, leghe di rame, magnesio e titanio.
FRONIUS
Via Monte Pasubio, 137 - 36010 Zanè (VI)
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ad essere, per la nostra stimatissima
clientela, un punto di riferimento in continuo sviluppo, pronti a soddisfare con
passione le esigenze di chi in saldatura
non si accontenta.
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Nuovo generatore PAK200 per
taglio e scriccatura manuale
Esarc, Milano 1951
Con orgoglio ben sappiamo che, da
quell’ormai lontano giorno, il nostro
marchio è sinonimo di specializzazione
nella produzione di elettrodi per la saldatura.
Forse però non tutti conoscono i fatti
recenti…
Primo fra tutti il continuo sviluppo di
nuovi materiali e l’ampliamento della
gamma prodotta, non più elettrodi, ma
materiali per tutti i procedimenti di saldatura, senza tralasciare che dal 2007
ad oggi l’azienda è stata totalmente rinnovata: rilevata da un nuovo gruppo
imprenditoriale e con una nuova direzione operativa, ovvero nuova linfa e
nuove esperienze pronte ad affrontare il
futuro.
Per l’anno appena iniziato sono previsti
importanti investimenti: un nuovo sito
produttivo, dove agli impianti esistenti
affiancheremo alcune nuove linee, che ci
permetteranno di potenziare l’attuale
capacità produttiva; significativo sarà
l’ampliamento della gamma oggi in
catalogo, tutto per concretizzare al più
presto il nostro obbiettivo principale:
offrire ai nostri clienti l’eccellenza in
saldatura.
Per il nuovo gruppo dirigente al timone
dell’azienda, continuare, o ancor meglio
far crescere il nostro storico marchio,
sarà come una gara di regolarità, non
soltanto un fatto di pura velocità, tantomeno un faraonico budget a disposizione, bensì una gara che premierà chi
sarà costante, chi saprà ben amministrare e che al momento opportuno sfodererà la grinta e la capacità tecnica
necessaria.
Così facendo siamo certi di rimanere
fedeli all’idea originale e di continuare
La Thermal Dynamics, produttore
globale di impianti di taglio al plasma
ad alte prestazioni, ha annunciato il
lancio del nuovo generatore PAK200.
• Torcia Dual-gas per maggior qualità
di taglio
• Tecnologia Tip Saver™ per evitare il
danneggiamento dell’ugello in caso
di contatto accidentale con la
lamiera
• Elevata capacità di rimozione di
materiale in scriccatura.
La scriccatura eseguita con Arco
Plasma per rimuovere qualsiasi metallo
(acciaio al carbonio, acciaio inossidabile, ghisa, alluminio, ottone e bronzo) è
veloce ed economica. Inoltre, è un
metodo rispettoso dell’ambiente che in
fase di operatività riduce l’emissione di
rumore e di polveri fini nell’aria e necessita di una minor potenza di utilizzo.
Per ulteriori informazioni visitare il sito
www.thermal-dynamics.com.
THERMADYNE ITALIA S.r.l.
Via Bolsena, 7
20098 San Giuliano Milanese (MI)
Tel. 02 36546801 - Fax 02 36546840
e-mail: [email protected]
www.thermadyne.com
Telwin presenta Inverpulse 320,
impianto multifunzione doppio
pulsato
Progettato per soddisfare le esigenze del
mercato di alta potenza, il PAK200 è in
grado di erogare una potenza di 200
ampere per applicazioni di taglio e
scriccatura manuali o semi-automatizzate.
Rispetto ad altre tecnologie, la scriccatura al plasma con il PAK200 garantisce
la rimozione di una maggior quantità di
materiale ed una maggiore visibilità dell’area in cui si opera.
Le caratteristiche principali del PAK200
comprendono:
• Ciclo di lavoro del 100 % a 200 A
• Massimo spessore di taglio di 70 mm
su ferro dolce
• Torcia raffreddata a liquido per
garantire una maggiore durata dei
ricambi
Telwin, da sempre all’avanguardia
nell’offerta di soluzioni high-tech per il
mondo della saldatura, presenta Inverpulse 320, saldatrice MIG-MAG sinergica, multifunzione (TIG lift e MMA) a
tecnologia inverter, capostipite di una
nuova serie di modelli ad elevata produttività.
Frutto della lunga esperienza e della
incessante attività di ricerca tecnologica, Inverpulse 320 opera sui più svariati materiali (acciaio, inox, acciai
HSS, leghe in alluminio, ecc.) consentendo una eccezionale qualità di saldatura su tutti i tipi di giunto, spessore e
posizione di saldatura.
Di facile utilizzo grazie al controllo
sinergico dei parametri di saldatura e al
nuovo pannello digitale che permette di
selezionare tra i 50 programmi preinstallati e di memorizzarne 40, questo
modello eccelle nella saldatura in
pulsato, in doppio pulsato, nella brasatura su lamiere zincate e può essere
interfacciato a computer trovando
ideale impiego nella grande industria,
nei cantieri navali, in manutenzione e
nel settore automotive.
Riv. Ital. Saldatura - n. 1 - Gennaio / Febbraio 2009
99
Dalle Aziende
Inverpulse 320 è un esempio già disponibile dell’ambizioso piano di Telwin
che vedrà, nel corso del 2009, la presentazione di 24 nuovi modelli, 2 al mese,
per il settore industriale.
TELWIN S.p.A.
Via della Tecnica, 3 - 36030 Villaverla (VI)
Tel. 0445 858811 - Fax 0445 858800
e-mail: [email protected]
www.telwin.com
Salute e sicurezza sul lavoro. Air
Liquide Welding tra i partner della
campagna europea
A sostegno della campagna “Ambienti
di lavoro sani e sicuri”, promossa dall’Agenzia europea per la sicurezza e la
salute sul lavoro (EU-OSHA), si unisce
l’impegno di aziende multinazionali con
la volontà di creare e diffondere la
cultura sulla sicurezza e la salute sul
lavoro. Alle organizzazioni europee e
multinazionali che appoggiano il progetto europeo si aggiunge Air Liquide
Welding con una forte presenza in Italia.
I partner della campagna “Ambienti di
lavoro sani e sicuri” sono selezionati
dall’Agenzia europea per il loro
costante impegno nell’ambito della sicurezza sul lavoro e per la diffusione di
tale sensibilizzazione al fine di prevenire
incidenti e malattie negli ambienti lavorativi. Ad esempio, gli official partner si
fanno portavoce della campagna
europea attraverso informazioni presso i
propri contatti (clienti, dipendenti, fornitori, associazioni) con diffusione di
notizie, video, newsletter, promozione
100 Riv. Ital. Saldatura - n. 1 - Gennaio / Febbraio 2009
sul sito internet, organizzazione di
eventi. Tramite questa sorta di marketing virale l’Agenzia può raggiungere
milioni di contatti.
La campagna europea ha lo scopo di
incoraggiare le imprese e condurre una
valutazione dei rischi puntuale, con il
coinvolgimento di tutti i lavoratori e di
promuovere le buone prassi adattabili a
tutti gli ambienti di lavoro, specie quelli
a maggior rischio e alle PMI. Un ulteriore obiettivo è quello di raccogliere e
condividere informazioni e conoscenze
tra i 27 Stati membri dell’Unione
Europea per promuovere una cultura dei
rischi.
“Da tempo, Air Liquide Welding sostiene Frédéric Lamourox, senior executive, Vice Presidente del Gruppo francese - crede fortemente che “tutti gli
incidenti possano essere evitati” e che
“zero incidenti deve essere la priorità. Il
rispetto delle regole essenziali sulla
sicurezza, l’analisi dei rischi e l’eliminazione di situazioni pericolose garantiscono risultati stabili nella sicurezza.
Air Liquide Welding è convinta che la
cultura sulla sicurezza favorisce il progresso delle aziende”.
AIR LIQUIDE Welding Italy
Via Torricelli, 15/A - 37135 Verona
Tel. 045 8291557 - Fax 045 8291634
e-mail: [email protected]
www.airliquidewelding.com
Luigi Lucchetti eletto Presidente
della Piccola Impresa di
Assolombarda
Luigi Lucchetti, 41 anni, è il nuovo Presidente della Piccola Impresa di Assolombarda per il prossimo quadriennio.
Subentra a Paolo Angeletti e diventa
anche Vicepresidente di diritto dell'Associazione degli imprenditori milanesi.
Lucchetti, nato a Milano e laureato in
Bocconi, è Presidente di Sinpar SpA,
holding di partecipazioni dedicata agli
investimenti in piccole aziende italiane
ed è Presidente di Esarc SpA, azienda di
produzione di materiali ferrosi per saldatura, partecipata al 100% da Sinpar.
Da tempo impegnato nella vita associativa, tra il 2001 e il 2005 Lucchetti è
stato Presidente del Gruppo Giovani
Imprenditori di Assolombarda.
La Piccola Impresa di Assolombarda
raggruppa e rappresenta gli interessi
delle aziende fino a 250 addetti, che
costituiscono oltre il 95% delle 6.200
imprese associate ad Assolombarda.
ASSOLOMBARDA
Comunicazione e Immagine
Ufficio Stampa
Via Pantano, 9 - 20122 Milano
Tel. 02 58370.296-347 - Fax 02 58304943
e-mail: [email protected]
www.assolombarda.it
Hypertherm acquisisce produttore
leader di software nesting e CAM
Hypertherm, leader mondiale nella tecnologia di taglio ad arco plasma dei
metalli, ha annunciato oggi l’acquisizione del core asset di MTC Software,
una società di sviluppo software CAM
(Computer Aided Manufacturing) per
l’industria della lavorazione delle
lamiere.
Il prodotto software di MTC aiuta le
aziende nel settore del taglio dei metalli
ad ottimizzare le operazioni di taglio ed
a migliorare la qualità e la produttività,
riducendo contemporaneamente gli
scarti.
Il software CAM viene utilizzato in abbinamento ai sistemi CNC per l’ossitaglio,
il plasma, il taglio ad acqua, il laser ed
altri processi di taglio.
“I sistemi di taglio plasma Hypertherm
forniscono già prestazioni, affidabilità e
produttività da leader di mercato”, ha
dichiarato il fondatore e presidente di
Hypertherm Dick Couch. “L’abbinamento del software di MTC con i nostri
prodotti per il controllo del movimento
CNC fornirà ai clienti Hypertherm ed
MTC risultati di taglio ripetibili ed ottimizzati e la possibilità di un’integrazione semplice”.
“Hypertherm ed MTC condividono lo
stesso obiettivo: realizzare prodotti che
aiutino i clienti ad aumentare la loro
Dalle Aziende
produttività e redditività”, ha dichiarato
il CEO di MTC John Rosenberg.
“Questo, che ha sempre rappresentato
un obiettivo di MTC, assume un’importanza ancora maggiore nel contesto economico attuale”.
MTC Software, che questo mese celebra
il suo 25° anniversario, ha costruito
negli anni una solida reputazione come
una delle società di sviluppo software
CAM leader del mercato ed è nota per la
forte focalizzazione sul cliente e per il
supporto tecnico di primo ordine.
ProNest, TurboNest e gli altri prodotti
sono conosciuti per la loro facilità d’uso
e per la grande produttività.
Hypertherm non prevede alcuna modifica significativa all’attività di MTC a
seguito di questa acquisizione. La sede
centrale di MTC rimarrà a Lockport,
New York ed i suoi 40 dipendenti continueranno ad operare nelle collocazioni
attuali. MTC ha uffici e partner commerciali in tutto il mondo.
HYPERTHERM Europe B.V.
Vaartveld, 9
4704 SE ROOSENDAAL (Olanda)
Tel. +31 (0)165 596932
Fax +31 (0)165 596901
e-mail: [email protected]
www.hypertherm.com/eu
T&M Misura e Collaudo: l’evento
dedicato alla strumentazione elettronica in programma a fieramilano
dal 26 al 30 Maggio 2009
Fiera Milano Tech lancia “T&M Misura
e Collaudo”, una nuova iniziativa dedicata ai professionisti dell’elettronica,
che avrà luogo dal 26 al 30 Maggio
2009 nell’ambito di EnerMotive, la
manifestazione internazionale dedicata
al Power e al Factory.
T&M è il nuovo progetto dedicato alla
strumentazione elettronica di misura e
collaudo: un’area polivalente in grado
di offrire non solo prodotti ma anche
spazi dimostrativi e appuntamenti di
informazione e formazione. Accanto ai
componenti, alla strumentazione, ai
sistemi per l’automazione più innovativi,
T&M offrirà momenti formativi ad alta
specializzazione con focus sui temi più
attuali.
T&M si avvale della prestigiosa sponsorizzazione accademica dell’organizzazione mondiale IEEE Instrumentation &
Measurement Society (I&M) e del relativo Italy Chapter: “Il mondo della
misura e del collaudo - spiega Alessandro Ferrero, presidente dell’IEEE I&M
Society - procede a grandissimi passi in
termini evolutivi. Per questo abbiamo
scelto con entusiasmo di aderire a
quest’evento nell’ambito di EnerMotive,
capace di rispondere all’obiettivo di
valorizzare alcuni dei tanti temi caldi
legati a questi argomenti: dall’elaborazione numerica di segnali per telecomunicazione e applicazioni biomedicali,
alla necessaria e sostanziale differenziazione tra l’esperto di queste misure e chi
invece si limita alla loro semplice
lettura.”
Il progetto T&M consiste quindi in una
formula nuova finalizzata a diffondere la
cultura della Misura e del Collaudo, in
occasione di uno dei principali eventi
fieristici italiani e tra i leader a livello
europeo, che in vista della prossima edizione vedrà particolarmente valorizzata
la connotazione elettronica.
T&M si presenta con un layout innova-
tivo formato da moduli espositivi preallestiti, corner applicativi, un’aula
didattica che ospiterà le attività formative a cura delle aziende sponsor e
un’area accoglienza.
Ad inaugurare il progetto sarà un convegno di ampio respiro dove i principali
esperti del settore saranno chiamati a
tracciare il dinamico scenario di questo
mercato.
L’Italia è infatti all’avanguardia nella
strumentazione di misura e collaudo. Lo
conferma lo stesso Alessandro Ferrero:
“Abbiamo ottime scuole e ottimi studenti. I nostri laureati trovano lavoro
molto velocemente perché c’è fame di
ingegneri esperti di misura, nei campi
più disparati.” Ferrero aggiunge anche:
“Non bisogna mai perdere di vista i concetti di base: anche in futuro la differenza tra il tecnico della misura e chi sa
solo leggere uno strumento sarà la competenza metrologica, la definizione del
livello di incertezza”.
T&M è anche patrocinato e promosso da
GISI, l’ Associazione Imprese Italiane di
Strumentazione - costituita nell’anno
1974 allo scopo di dar vita ad una Associazione che riunisse le aziende operanti
nel campo della strumentazione e della
automazione dei processi produttivi, sia
nella veste di costruttori che di operatori
economici.
L’appuntamento è a fieramilano dal
26 al 30 Maggio.
Fiera Milano
Ufficio Stampa
Piazzale Carlo Magno, 1 - 20149 Milano
Tel. 02 49977939 - Fax 02 49977379
e-mail: [email protected]
www.fieramilanotech.it
Riv. Ital. Saldatura - n. 1 - Gennaio / Febbraio 2009 101
I SERVIZI A RETE
dedicato alle utilities ai comuni ed ai tecnici delle
imprese per la gestione del sottosuolo
I PLASTIC PIPES & FITTINGS
la distribuzione dei servizi con la materia
plastica: dalla casa alle grandi opere
I COMPOSITI MAGAZINE
un mondo in forte crescita per materiali
altamente tecnologici.
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Notiziario
Letteratura Tecnica
Welding Licensing Exam Study
Guide
Miller R. e Miller M.R., Maidenhead Berkshire (Inghilterra) 2007, 270 x 215 mm,
432 pagine, ISBN 007149376X, £ 22.99
Questo volume, concepito esclusiva mente per l’aggiornamento teorico e
pratico dei saldatori,
raccoglie, sulla base
degli argomenti trattati, una serie di
quesiti, strutturati in forma di quiz, che
possono essere utilizzati dall’operatore
per testare le proprie reali conoscenze e
competenze nel campo specifico delle
costruzioni saldate. Gli argomenti compresi nel testo riguardano: la sicurezza in
saldatura; il taglio termico, i processi di
saldatura tradizionali (saldatura a gas,
con elettrodo rivestito, con filo animato,
TIG, con filo fusibile in gas protettivo,
saldobrasatura); la metallurgia; la brasatura forte e dolce; la saldabilità della
ghisa, degli acciai, delle leghe, le tecniche operative; i processi di saldatura
speciali. Infine, un capitolo a parte è
interamente dedicato alla saldatura ad
arco sommerso.
Ciascun capitolo, dopo un’introduzione
di base allo scopo principale di rinnovare le conoscenze, raccoglie un certo
numero di domande/risposte a scelta
multipla, adatte e valide alla preparazione agli esami scritti per il conseguimento della certificazione della figura
professionale del saldatore.
Ovviamente non tutte le tematiche sull’argomento sono esposte nel manuale
che, per una sua totale comprensione,
presuppone una conoscenza basilare dei
principali processi di saldatura e della
metallurgia dei materiali, ma è senza
dubbio l’unico testo dedicato completamente all’aggiornamento e alla formazione del saldatore.
McGraw-Hill Professional, Shoppenhangers Road, Maidenhead Berkshire
SL6 2QL (Inghilterra).
Tel. +44 (0)1628 502720
Telefax +44 (0)1628 635895
http://www.mcgraw-hill.co.uk
Creep-resistant steels
Abe F. e Viswanathan R.,Cambridge
(Inghilterra) 2008, 234 x 156 mm, 700
pagine, ISBN 978 1 84569 178 3, € 205.00
Attualmente la possibilità di garantire
buone prestazioni dei
materiali a temperature sempre crescenti
costituisce uno dei
principali problemi
delle applicazioni nel
campo della generazione di energia termica e nucleare, oltre
che nel settore chimico e petrolifero. È
pertanto di fondamentale importanza
l'impiego di acciai in grado di fornire
adeguata resistenza nel campo dello scorrimento viscoso per significativi periodi
di esercizio ad alta temperatura.
Questo volume presenta un'ampia panoramica sulle problematiche correlate allo
scorrimento viscoso per gli acciai, alla
luce dei più recenti sviluppi delle conoscenze tecniche conseguite in quest'ambito a livello internazionale.
Viene illustrato in dettaglio, nella parte
introduttiva, il percorso storico che ha
portato al miglioramento delle caratteristiche di resistenza al creep degli acciai,
fino alla definizione dei principali riferimenti normativi attualmente vigenti in
ambito europeo ed internazionale.
Di particolare interesse è la parte centrale
del volume, nella quale vengono esaminati i meccanismi che portano al danneggiamento per scorrimento viscoso degli
acciai e le tecniche per migliorarne la
resistenza, senza trascurare un'analisi
approfondita del comportamento delle
giunzioni saldate.
La parte conclusiva presenta le problematiche relative ad alcuni campi tipici di
impiego degli acciai resistenti allo scorrimento viscoso con particolare riferimento ai settori della produzione di
energia nucleare e termica, con uno
sguardo verso le possibili future applicazioni in campo industriale di questi materiali.
Riv. Ital. Saldatura - n. 1 - Gennaio / Febbraio 2009 103
Notiziario
Woodhead Publishing Ltd, Abington
Hall, Granta Park, Great Abington,
Cambridge CB21 6AH (Inghilterra).
Tel. +44 (0) 1223 891358
Telefax +44 (0) 1223 893694
http://www.woodheadpublishing.com
Codici e Norme
Norme nazionali
Italia
UNI EN 1124-3 - Tubi e raccordi di
acciaio inossidabile con saldatura longitudinale con giunto a bicchiere per
sistemi di acque reflue - Parte 3: Sistemi
X - Dimensioni (2008).
UNI EN 10120 - Lamiere e nastri di
acciaio per bombole saldate per gas
(2008).
UNI EN 13094 - Cisterne per il trasporto di merci pericolose - Cisterne
metalliche con una pressione di esercizio non maggiore di 0.5 bar - Progettazione e costruzione (2008).
UNI EN 14286 - Alluminio e leghe di
alluminio - Prodotti laminati saldabili
per recipienti atti all'immagazzinamento
e al trasporto di merci pericolose (2008).
UNI EN 15305 - Prove non distruttive Metodo di prova per l'analisi delle tensioni residue mediante diffrazione a
raggi X (2008).
USA
API RP 591 - Process valve qualification procedure (2008).
104 Riv. Ital. Saldatura - n. 1 - Gennaio / Febbraio 2009
API STD 608 - Metal ball valves flanged, threaded and welding ends
(2008).
ASME B31.3 - Process piping (2008).
ASME B31J - Standard test method for
determining stress intensification factors
(I-factors) for metallic piping components (2008).
ASTM A 216/A 216M - Standard specification for steel castings, carbon, suitable for fusion welding, for high-temperature service (2008).
ASTM A 513 - Standard specification
for electric-resistance-welded carbon
and alloy steel mechanical tubing
(2008).
ASTM A 789/A 789M - Standard specification for seamless and welded ferritic/austenitic stainless steel tubing for
general service (2008).
EN ISO 148-3 - Metallic materials Charpy pendulum impact test - Part 3:
Preparation and characterization of
Charpy V-notch test pieces for indirect
verification of pendulum impact
machines (2008).
EN ISO 2081 - Metallic and other inorganic coatings - Electroplated coatings
of zinc with supplementary treatments
on iron or steel (2008).
Norme internazionali
ISO
ISO 148-2 - Metallic materials - Charpy
pendulum impact test - Part 2: Verification of testing machines.
ASTM A 860/A 860M - Standard specification for wrought high-strength ferritic steel butt-welding fittings.
ISO 148-3 - Metallic materials - Charpy
pendulum impact test - Part 3: Preparation and characterization of Charpy
V-notch test pieces for indirect verification of pendulum impact machines.
ASTM A 1016/A 1016M - Standard
specification for general requirements
for ferritic alloy steel, austenitic alloy
steel, and stainless steel tubes (2008).
ISO 2081 - Metallic and other inorganic
coatings - Electroplated coatings of zinc
with supplementary treatments on iron
or steel.
ASTM A 1055/A 1055M - Standard
specification for zinc and epoxy dualcoated steel reinforcing bars (2008).
Norme europee
ISO 15616-4 - Acceptance tests for
CO 2 -laser beam machines for high
quality welding and cutting - Part 4:
Machines with 2-D moving optics.
EN
ISO 18286 - Hot-rolled stainless steel
plates - Tolerances on dimensions and
shape.
EN ISO 148-2 - Metallic materials Charpy pendulum impact test - Part 2:
Verification of testing machines (2008).
ISO 26945 - Metallic and other inorganic coatings - Electrodeposited coatings of tin-cobalt alloy.
Notiziario
Corsi IIS
Luogo
Genova
Data
Titolo
Ore
Marzo-Giugno
2009
Corso per International Welding Engineer – Parti I e II –
Corso di Specializzazione
Legnano (MI)
Marzo-Giugno
2009
Corso per International Welding Engineer – Parti I e II –
Corso di Specializzazione
--
Mogliano Veneto
(TV)
Marzo-Giugno
2009
Corso per International Welding Engineer – Parti I e II –
Corso di Specializzazione
--
Genova
Marzo-Giugno
2009
Corso per International Welding Technologist – Parti I e II –
Corso di Specializzazione
--
Legnano (MI)
Marzo-Giugno
2009
Corso per International Welding Technologist – Parti I e II –
Corso di Specializzazione
--
Mogliano Veneto
(TV)
Marzo-Giugno
2009
Corso per International Welding Technologist – Parti I e II –
Corso di Specializzazione
--
Mogliano Veneto
(TV)
16-19/3/2009
Corso teorico-pratico di saldatura di tubi e/o raccordi di PE per
il convogliamento di gas, acqua ed altri fluidi (UNI 9737)
--
Roma
17-20/3/2009
Corso teorico-pratico di saldatura di tubi e/o raccordi di PE per
il convogliamento di gas, acqua ed altri fluidi (UNI 9737)
--
Genova
23-24/3/2009
Corso teorico-pratico di incollaggio di tubi e/o raccordi di PVCC, PVC-U o di ABS per la qualificazione secondo UNI 11242
16
Legnano (MI)
23-26/3/2009
Corso teorico-pratico di saldatura di tubi e/o raccordi di PE per
il convogliamento di gas, acqua ed altri fluidi (UNI 9737)
--
Legnano (MI)
23-27/3/2009
Corso celere in saldatura
32
--
Messina
6-9/4/2009
Corso teorico-pratico di saldatura di tubi e/o raccordi di PE per
il convogliamento di gas, acqua ed altri fluidi (UNI 9737)
--
Genova
6-9/4/2009
Corso teorico-pratico di saldatura di tubi e/o raccordi di PE per
il convogliamento di gas, acqua ed altri fluidi (UNI 9737)
--
Genova
20-24/4/2009
Corso per International Welding Engineer – Parte II
--
Genova
20-24/4/2009
Corso per International Welding Technologist – Parte II
--
Legnano (MI)
21-22/4/2009
Sicurezza e prevenzione degli infortuni in saldatura –
Corso avanzato per responsabili della sicurezza
16
Roma
21-24/4/2009
Corso teorico-pratico di saldatura di tubi e/o raccordi di PE per
il convogliamento di gas, acqua ed altri fluidi (UNI 9737)
--
4-6/5/2009
Progettazione, fabbricazione e collaudo di apparecchi e sistemi
di tubazione di PRFV
24
Genova
4-8/5/2009
15-19/6/2009
Corso modulare per la qualificazione ad International Welding
Inspector – Basic – Tecnologia della saldatura
65
Legnano (MI)
4-8/5/2009
22-26/6/2009
Corso di qualificazione sui trattamenti termici dei giunti saldati
– Livello Comprehensive
63
Mogliano Veneto
(TV)
11-14/5/2009
Corso teorico-pratico di saldatura di tubi e/o raccordi di PE per
il convogliamento di gas, acqua ed altri fluidi (UNI 9737)
--
Legnano (MI)
Organizzatore
Istituto Italiano della Saldatura - Divisione FOR
Lungobisagno Istria, 15 - 16141 Genova
Tel. 010 8341371 - Fax 010 8367780 - [email protected]
Riv. Ital. Saldatura - n. 1 - Gennaio / Febbraio 2009 105
Notiziario
Corsi IIS (segue)
Luogo
Data
Titolo
Ore
Genova
11-14/5/2009
Corso teorico-pratico di saldatura di tubi e/o raccordi di PE per
il convogliamento di gas, acqua ed altri fluidi (UNI 9737)
Genova
11-15/5/2009
8-12/6/2009
13-17/7/2009
Corso modulare per la qualificazione ad International Welding
Inspector – Comprehensive – Tecnologia della saldatura
18-20/5/2009
Corso di qualificazione e certificazione nella saldatura in elettronica approvato dall’ESA per Ispettore (CAT. 2) per tecnologia a “foro passante” in accordo alla Specifica ECSS-Q-70-08
24
Genova
--
120
Legnano (MI)
18-21/5/2009
Corso teorico-pratico di saldatura di tubi e/o raccordi di PE per
il convogliamento di gas, acqua ed altri fluidi (UNI 9737)
--
Genova
18-22/5/2009
Corso di qualificazione e certificazione nella saldatura in elettronica approvato dall’ESA per Operatore (CAT. 3) per tecnologia a “foro passante” in accordo alla Specifica ECSS-Q-70-08
40
Genova
18-22/05/2009
6-8/7/2009
Corso per International Welding Engineer – Parte III –
Tecnologia della saldatura
--
Genova
18-22/05/2009
Corso per International Welding Technologist – Parte III –
Tecnologia della saldatura
--
Genova
19-20/5/2009
Corso di ricertificazione approvato dall’ESA per
Operatore/Ispettore per tecnologia a “foro passante” in accordo
alla Specifica ECSS-Q-70-08
16
Genova
Genova
25-29/5/2009
25-29/5/2009
Corso di qualificazione e certificazione nella saldatura in
elettronica approvato dall’ESA per Operatore (CAT. 3) per
tecnologia SMT in accordo alla Specifica ECSS-Q-70-38
36 (*)
Corso di qualificazione e certificazione nella saldatura in
elettronica approvato dall’ESA per Ispettore (CAT. 2) per
tecnologia SMT in accordo alla Specifica ECSS-Q-70-38
36 (*)
Mogliano Veneto
(TV)
25-29/5/2009
Corso celere in saldatura
Genova
26-27/5/2009
Corso di ricertificazione approvato dall’ESA per
Operatore/Ispettore per tecnologia SMT in accordo alla
Specifica ECSS-Q-70-38
16
Corso teorico-pratico di saldatura di tubi e/o raccordi di PE per
il convogliamento di gas, acqua ed altri fluidi (UNI 9737)
--
Roma
26-29/5/2009
Organizzatore
32
(*) Si tratta del totale delle ore per coloro che non abbiano già frequentato il corso da Operatore e/o Ispettore per tecnologia a foro passante.
Per coloro in possesso di tale certificato il corso può essere ridotto fino alla durata di 24 ore.
Corsi di qualificazione per personale addetto alle PND di livello 1, 2 e 3
Esame visivo (VT)
Genova
1-2/4/2009
Modulo Specifico saldatura per livello 2 UNI EN 473/ISO 9712
12
Modulo di Base per livello 2 UNI EN 473/ISO 9712
16
Legnano (MI)
15-16/4/2009
Legnano (MI)
17/4/2009
Modulo di Metodo per livello 2 UNI EN 473/ISO 9712
8
Legnano (MI)
5-6/5/2009
Modulo Specifico saldatura per livello 2 UNI EN 473/ISO 9712
12
Genova
11-12/5/2009
Modulo Specifico corrosione e verniciatura
12
Mogliano
Veneto (TV)
19-20/5/2009
Modulo di Base per livello 2 UNI EN 473/ISO 9712
16
Mogliano
Veneto (TV)
28/5/2009
Modulo di Metodo per livello 2 UNI EN 473/ISO 9712
8
106 Riv. Ital. Saldatura - n. 1 - Gennaio / Febbraio 2009
Notiziario
Corsi di qualificazione, ecc (segue)
Esame radiografico (RT)
Genova
Mogliano
Veneto (TV)
24-27/3/2009
7-9/4/2009
Modulo Specifico Operatore Tecniche Speciali per livello 2 UNI
EN 473/ISO 9712
32
Modulo di Metodo per livello 2 UNI EN 473/ISO 9712
24
Legnano (MI)
15-16/4/2009
Modulo di Base per livello 2 UNI EN 473/ISO 9712
16
Legnano (MI)
21-24/4/2009
Modulo Specifico Operatore Tecniche Convenzionali per livello 2
UNI EN 473/ISO 9712
32
Priolo (SR)
12-14/5/2009
Modulo di Metodo per livello 2 UNI EN 473/ISO 9712
24
Mogliano
Veneto (TV)
19-20/5/2009
Modulo di Base per livello 2 UNI EN 473/ISO 9712
16
Esame ultrasonoro (UT)
Mogliano
Veneto (TV)
17-19/3/2009
Modulo di Metodo per livello 2 UNI EN 473/ISO 9712
24
Legnano (MI)
15-16/4/2009
Modulo di Base per livello 2 UNI EN 473/ISO 9712
16
Mogliano
Veneto (TV)
15-17 e
21-23/4/2009
Modulo Specifico Operatore Tecniche Speciali per livello 2 UNI
EN 473/ISO 9712
48
Legnano (MI)
27-30/4/2009
Modulo Specifico Operatore Tecniche Convenzionali per livello 2
UNI EN 473/ISO 9712
32
Mogliano
Veneto (TV)
19-20/5/2009
Modulo di Base per livello 2 UNI EN 473/ISO 9712
16
Mogliano
Veneto (TV)
26-29/5/2009
Modulo Specifico Operatore Tecniche Convenzionali per livello 2
UNI EN 473/ISO 9712
32
Esame con particelle magnetiche (MT)
Legnano (MI)
15-16/4/2009
Modulo di Base per livello 2 UNI EN 473/ISO 9712
16
Genova
28-29/4/2009
Modulo di Metodo per livello 2 UNI EN 473/ISO 9712
16
Legnano (MI)
14-15/5/2009
Modulo di Metodo per livello 2 UNI EN 473/ISO 9712
16
Mogliano
Veneto (TV)
19-20/5/2009
Modulo di Base per livello 2 UNI EN 473/ISO 9712
16
Esame con liquidi penetranti (PT)
Priolo (SR)
17-18/3/2009
Modulo di Metodo per livello 2 UNI EN 473/ISO 9712
16
Legnano (MI)
15-16/4/2009
Modulo di Base per livello 2 UNI EN 473/ISO 9712
16
6-7/5/2009
Modulo di Metodo per livello 2 UNI EN 473/ISO 9712
16
Legnano (MI)
12-13/5/2009
Modulo di Metodo per livello 2 UNI EN 473/ISO 9712
16
Mogliano
Veneto (TV)
19-20/5/2009
Modulo di Base per livello 2 UNI EN 473/ISO 9712
16
Mogliano
Veneto (TV)
26-27/5/2009
Modulo di Metodo per livello 2 UNI EN 473/ISO 9712
16
Genova
Esame per rivelazione di fughe (LT)
Genova
31/3/2009
Modulo di Metodo per livello 2 UNI EN 473/ISO 9712
8
Genova
1/4/2009
Modulo Specifico Operatore Prova a Bolle
8
Genova
2/4/2009
Modulo Specifico Operatore Prova con diodo ad alogeni
8
Genova
7-10/4/2009
Modulo Specifico Operatore Prova con spettrometro di massa (ad
elio)
32
Riv. Ital. Saldatura - n. 1 - Gennaio / Febbraio 2009 107
Notiziario
Corsi di altre Società
Luogo
Data
Titolo
Organizzatore
Milano
20/3/2009
19/5/2009
Applicazione del Decreto Ministeriale
1° Dicembre 2004, N. 329 – Criteri generali per la
gestione degli impianti industriali
Centro Formazione UNI (Milano)
Tel. 02 70024464 ; fax 02 70024474
[email protected]
Torino
23/3/2009
La manutenzione di attrezzature ed impianti
CERMET – Servizio Formazione (Torino)
Tel. 011 2258681; fax 011 2258680
[email protected]
Torino
25/3/2009
Auditor interno del sistema di gestione ambientale
CERMET – Servizio Formazione (Torino)
Tel. 011 2258681; fax 011 2258680
[email protected]
Roma
Milano
25/3/2009
6/4/2009
Valutazione del rischio vibrazioni negli ambienti di
lavoro – Corso base
Centro Formazione UNI (Roma)
Tel. 06 69923074; fax 06 6991604
[email protected]
Centro Formazione UNI (Milano)
Tel. 02 70024464 ; fax 02 70024474
[email protected]
Milano
25/3/2009
10/4/2009
22/4/2009
13/5/2009
Norma UNI EN ISO 9001:2008
Centro Formazione UNI (Milano)
Tel. 02 70024464 ; fax 02 70024474
[email protected]
Milano
30/3-3/4/2009
Programma di addestramento raccomandato per
l’esame con correnti indotte di 2° livello secondo
EN 473
CND Studio Sas di Gino FABBRI & C. (Milano)
Tel. 02 341649; fax 02 341205
[email protected]
Roma
30/3/2009
27/4/2009
27/5/2009
Norma UNI EN ISO 9001:2008
Centro Formazione UNI (Roma)
Tel. 06 69923074; fax 06 6991604
[email protected]
Napoli
1-3/4/2009
Corso base per la conduzione delle Verifiche
Ispettive Interne per la Qualità secondo le norme
ISO 9001:2008 ed ISO 19011:2002 (con esame
finale)
AICQ-M (Napoli)
Tel. 081 2396503; fax 081 6174615
[email protected]
Napoli
6-7/4/2009
Misure meccaniche e termiche: strumentazione,
tecniche e metodologie
AICQ-M (Napoli)
Tel. 081 2396503; fax 081 6174615
[email protected]
Milano
7/4/2009
12/5/2009
Nuova Direttiva Macchine – Cosa cambia
Centro Formazione UNI (Milano)
Tel. 02 70024464 ; fax 02 70024474
[email protected]
Il sistema di gestione integrato Qualità-SicurezzaAmbiente
AQM (Provaglio d’Iseo – BS)
Tel. 030 9291781; fax 030 9291782
[email protected]
Calcolo dell’incertezza di misura nelle prove
chimiche
ANGQ (Roma)
Tel. 06 5915028; fax 06 5914834
[email protected]
Provaglio d’Iseo (BS)
Roma
16, 23 e 30/4
7 e 14/5/2009
21/4/2009
Bologna
21-22/4/2009
Le apparecchiature di misura: la gestione e la stima
dell’incertezza di misura
CERMET – Servizio Formazione (Bologna)
Tel. 051 764811; fax 051 764902
[email protected]
Roma
22-23/4/2009
Corso di formazione per i Datori di Lavoro che
svolgono la funzione di RSPP
AICQ-CI (Roma)
Tel. 06 4464132; fax 06 4464145
[email protected]
Roma
23-24/4/2009
La gestione dei laboratori di prova e taratura
secondo la norma ISO/IEC 17025
AICQ-CI (Roma)
Tel. 06 4464132; fax 06 4464145
[email protected]
108 Riv. Ital. Saldatura - n. 1 - Gennaio / Febbraio 2009
Notiziario
Corsi di altre Società (segue)
Luogo
Data
Titolo
Organizzatore
Milano
28/4/2009
Applicazione della Direttiva PED 97/23/CE in
materia di attrezzature a pressione – Corso base
Centro Formazione UNI (Milano)
Tel. 02 70024464 ; fax 02 70024474
[email protected]
Roma
Milano
29/4/2009
20/5/2009
Valutazione del rischio vibrazioni negli ambienti di
lavoro – Corso avanzato
Centro Formazione UNI (Roma)
Tel. 06 69923074; fax 06 6991604
[email protected]
Centro Formazione UNI (Milano)
Tel. 02 70024464 ; fax 02 70024474
[email protected]
Napoli
30/4/2009
La gestione della sicurezza delle macchine e degli
impianti industriali secondo il D.Lgs. 81/2008 Titolo III
AICQ-M (Napoli)
Tel. 081 2396503; fax 081 6174615
[email protected]
Milano
4-8/5/2009
Programma di addestramento raccomandato per
l’esame con liquidi penetranti di 2° livello secondo
EN 473
CND Studio Sas di Gino FABBRI & C. (Milano)
Tel. 02 341649; fax 02 341205
[email protected]
Milano
5/5/2009
Sistema di gestione per la qualità – Corso base
Centro Formazione UNI (Milano)
Tel. 02 70024464 ; fax 02 70024474
[email protected]
Roma
5-6/5/2009
Gli audit interni nei laboratori di prova
CERMET – Servizio Formazione (Roma)
Tel. 06 7626001; fax 06 76968124
[email protected]
Napoli
6-8/5/2009
Corso pratico sull’interpretazione e l’applicazione
della norma UNI EN ISO 9001:2008
AICQ-M (Napoli)
Tel. 081 2396503; fax 081 6174615
[email protected]
Roma
Milano
7/5/2009
18/5/2009
Valutazione globale di conformità alla Direttiva
PED 97/23/CE – Il punto di vista del fabbricante,
dell’ente terzo, dell’utilizzatore
Centro Formazione UNI (Roma)
Tel. 06 69923074; fax 06 6991604
[email protected]
Centro Formazione UNI (Milano)
Tel. 02 70024464 ; fax 02 70024474
[email protected]
Milano
11-22/5/2009
Programma di addestramento raccomandato per
l’esame di ultrasuoni di 2° livello secondo EN 473
CND Studio Sas di Gino FABBRI & C. (Milano)
Tel. 02 341649; fax 02 341205
info[email protected]
Roma
20/5/2009
Auditor / Responsabili Gruppo di Audit interni di
sistemi di gestione per la Qualità nei laboratori di
prova
ANGQ (Roma)
Tel. 06 5915028; fax 06 5914834
[email protected]
Mostre e Convegni
Luogo
Data
Titolo
Organizzatore
Brescia
18-20/3/2009
Made in Steel 2009
Made in Steel Srl (Flero – BS)
Tel. 030 2548520; fax 030 2549833
[email protected]
Parma
19-21/3/2009
MECSPE – Salone della meccanica specializzata
SENAF (Milano)
Tel. 02 3320391; fax 02 39005289
[email protected]
Parma
19-21/3/2009
SUBFORNITURA – Salone delle lavorazioni
industriali per conto terzi
SENAF (Milano)
Tel. 02 3320391; fax 02 39005289
[email protected]
Parma
19-21/3/2009
CONTROL ITALY – Fiera specializzata per
l’assicurazione della qualità
SENAF (Milano)
Tel. 02 3320391; fax 02 39005289
[email protected]
Riv. Ital. Saldatura - n. 1 - Gennaio / Febbraio 2009 109
Notiziario
Mostre e Convegni (segue)
Luogo
Data
Titolo
Organizzatore
Parma
19-21/3/2009
MOTEK ITALY – Fiera specializzata per la
tecnologia di montaggio, assemblaggio e
manipolazione
SENAF (Milano)
Tel. 02 3320391; fax 02 39005289
[email protected]
Parma
19-21/3/2009
PLASTIX EXPO – Fiera specializzata per la
lavorazione delle materie plastiche
SENAF (Milano)
Tel. 02 3320391; fax 02 39005289
[email protected]
Montichiari (BS)
20-23/3/2009
MU&AP 2009 – Rassegna della produzione per
l’industria meccanica
Staff Service (Montichiari – BS)
Tel. 030 9981132; fax 030 9981142
[email protected]
Rho (MI)
24-28/3/2009
PLAST 2009 – Salone internazionale delle materie
plastiche e della gomma
Promaplast srl (Assago – MI)
Tel. 02 8228371; fax 02 57512490
[email protected]
Kielce
(Polonia)
25-27/3/2009
STOM – Tecnologia e Lavorazione dei Metalli
Targi Kielce (Kielce – PL)
Tel. +48 41 3651220; fax +48 41 3456261
[email protected]
Dubai
(Emirati Arabi Uniti)
29-31/3/2009
Aluminium Dubai 2009
Reed Exhibitions Deutschland GmbH (Düsseldorf – D)
Tel. +49 211 90191265; fax +49 211 90191193
[email protected]
Mosca
(Russia)
1-3/4/2009
Aluminium Casting 2009
Alusil (Moscow – RUS)
Tel. +7 (495) 785-2005; fax +7 (495) 785-2005
[email protected]
Montichiari (BS)
2-4/4/2009
Alumotive – Mostra internazionale della
componentistica, della subfornitura e delle
soluzioni innovative in alluminio, metalli e
materiali tecnologici per l’industria dei trasporti
AdExpo Srl (Funo Centergross – BO)
Tel. 051 6647482; fax 051 861093
[email protected]
Genova
16/4/2009
Seminario didattico - La saldatura degli acciai
inossidabili
Istituto Italiano della Saldatura (Genova)
Tel. 010 8341373; fax 010 8367780
[email protected]
Karlsruhe
(Germania)
22-24/4/2009
Resale 2009 - 15ª Fiera Internazionale di
Macchine ed Impianti Usati
Hess GmbH (Weingarten – D)
Tel. +49 (0)724470750; fax +49 (0)7244707550
[email protected]
Kuala Lumpur
(Malesia)
6-10/5/2009
MTA Malaysia 2009 – The 6th Malaysia
International Precision Engineering, Machine
Tools and Metalworking Exhibition & Conference
OES (London – UK)
Tel. +44 (0)20 78402100; fax: +44 (0)20 78402111
[email protected]
Split
(Croazia)
13-16/5/2009
4th International Conference - Welding in
Maritime Engineering
Croatian Welding Society (Zagreb – HR)
Tel. +385 1 6168597; fax +385 1 6157108
[email protected]
Sharjah
(Emirati Arabi Uniti)
18-20/5/2009
T.I.M.E. – Thermal Industry Middle East – The
Biennal Technology Trade Fair for the thermal
process manufacturing industry in the Middle East
Expo Centre Sharjah (Sharjah – UAE)
Tel. +971 6 5770000; fax +971 6 5770111
[email protected]
Bergamo
20-23/5/2009
Finitura & Oltre - Mostra italiana del trattamento
e finitura delle superfici
Promexpo (Milano)
Tel. 02 45416300; fax 02 45416340
[email protected]
Venezia
21-22/5/2009
GNS 5 – Giornate Nazionali di Saldatura
Eurojoin 7 - European Congress of Joining
Technology
Istituto Italiano della Saldatura (Genova)
Tel. 010 8341373; fax 010 8367780
[email protected]
Lanciano (CH)
29-31/5/2009
Tekno-Mec – Macchine e soluzioni per l’industria
meccanica e lavorazione lamiera
C. & C. snc (Vasto – CH)
Tel. 0873 365055; fax 0873 375068
[email protected]
110 Riv. Ital. Saldatura - n. 1 - Gennaio / Febbraio 2009
Ricerche
Bibliografiche
Dati IIS-Data
Criccabilità da tensocorrosione
(2007-2008)
Stress corrosion cracking behavior of alloys in aggressive
nuclear reactor core environments di WASA G.S. e ANDRESEN P.L. «Corrosion», Gennaio 2007, pp. 19-45.
Acciai inossidabili austenitici; acqua; alta temperatura; condizioni ambientali; condizioni di servizio; corrosione; corrosione
intergranulare; criccabilità; distensione delle tensioni; fattori di
influenza; industria nucleare; microstruttura; proprietà chimiche; recipienti in pressione; resistenza alla rottura per scorrimento; rischi dovuti all'irraggiamento; scorrimento a caldo;
tensocorrosione.
Effect of molybdenum and chromium addition on the susceptibility to sulfide stress cracking of high-strength, low-alloy
steels di KOH S.U. et al. «Corrosion», Marzo 2007, pp. 221-230.
Acciai ad alta resistenza; acciai basso-legati; acciai per condotte; aggiunte di Cr; aggiunte di elementi di lega; aggiunte di
molibdeno; condotte; corrosione; criccabilità; fattori di
influenza; idrogeno diffusibile; microstruttura; proprietà meccaniche; solfuri; tensocorrosione; trattamento termo-meccanico.
Creep failure of admiralty brass tubes in an after-cooler di
CHANDRA K. «MP», Gennaio 2007, pp. 52-56.
Alta temperatura; corrosione intergranulare; criccabilità; leghe di
rame; metallografia; microstruttura; ottoni; scambiatori di calore;
scorrimento a caldo; tensioni residue; tensocorrosione; tubi.
Heat-affected zone sensitization and stress corrosion cracking in 12% chromium type 1.4003 ferritic stainless steel di
DU TOIT M. et al. «Corrosion», Maggio 2007, pp. 395-404.
Acciai inossidabili; acciai inossidabili ferritici; apporto termico
specifico; bassa temperatura; ciclo termico; corrosione intergranulare; corrosione per vaiolatura; criccabilità; microstruttura; operazioni in servizio; tensocorrosione; ZTA.
Chloride stress corrosion cracking of UNS S20910 stainless
steel di GOLESTANIPOUR M. e MOSTOFI J. «MP», Gennaio
2007, pp. 58-60.
Acciai inossidabili; acciai inossidabili austenitici; alogenuri;
composizione chimica; controllo visivo; corrosione; corrosione
per vaiolatura; criccabilità; metallografia; tensocorrosione.
Stress corrosion cracking of carbon steels and low alloy steels
di NAKAYAMA T. «Weld. Int.», Febbraio 2007, pp. 89-94.
Acciai al C; acciai basso-legati; alta temperatura; carico di trazione; condizioni di servizio; corrosione intergranulare; corrosione transgranulare; criccabilità; giunti saldati; impianti;
industria chimica; infragilimento da idrogeno; resistenza a
fatica; solfuri; tensioni; tensocorrosione.
Continuous monitoring of back wall stress corrosion cracking growth in sensitized type 304 stainless steel weldment by
means of potential drop techniques di SATO Y. et al. «Journal
PVP», V. 84, N. 5/2007, pp. 274-283.
Acciai inossidabili; acciai inossidabili austenitici; altri metodi
di prova; analisi con elementi finiti; campo elettromagnetico;
controllo con correnti indotte; controllo non distruttivo; criccabilità; cricche di fatica; industria nucleare; propagazione delle
cricche; proprietà meccaniche; prove di corrosione; saldatura
TIG; saldature testa a testa; sistemi di controllo; tensocorrosione; ZTA.
Stress corrosion cracking of alloy 400 in copper sulfate
solution di BARNES A. et al. «Corrosion», Maggio 2007,
pp. 416-418.
Corrosione; corrosione intergranulare; criccabilità; industria
nucleare; monel; rame; recipienti in pressione; tensocorrosione.
Practical information about the welding of stainless steel di
BUIJS K. «Stainless World», Aprile 2007, pp. 26-31.
Acciai inossidabili; acciai inossidabili austenitici; corrosione;
corrosione per vaiolatura; criccabilità; cricche intergranulari;
saldabilità; saldatura MIG; saldatura TIG; tensocorrosione.
Riv. Ital. Saldatura - n. 1 - Gennaio / Febbraio 2009 113
Ricerche Bibliografiche
Chemistry of concentrated salts formed by evaporation of
formation water and the impact on stress corrosion cracking
of duplex stainless steel di TURNBULL A. et al. «Corrosion»,
Giugno 2007, pp. 555-560.
Acciai inossidabili; acciai inossidabili austeno-ferritici; acqua;
acqua di mare; CO 2 ; corrosione; corrosione da acqua di mare;
criccabilità; industria petrolifera; prove di corrosione; saldatura manuale con elettrodi rivestiti; saldatura TIG; simulazione;
strutture di piattaforme marine; tensocorrosione; tubisteria;
vapori.
An overview of the heat-affected zone sensitization and stress
corrosion cracking behaviour of 12% chromium type 1.4003
ferritic stainless steel - IIW-1814-07 (ex-doc. IX-2213-06/IXH-640-06) di DU TOIT M. et al. «Weld. World», SettembreOttobre 2007, pp. 41-50.
Acciai; acciai inossidabili; acciai inossidabili ferritici; apporto
termico specifico; corrosione; corrosione intergranulare; corrosione per vaiolatura; criccabilità; difetti; elenchi bibliografici;
fattori di influenza; recensione, rassegna; tensocorrosione; zona
di saldatura; ZTA.
Research and cracking implications from an assessment of
two variants of near-neutral ph crack colonies in liquid pipel i n e s d i B O UA E S H I W. e t a l . « C o r r o s i o n » , L u g l i o 2 0 0 7 ,
pp. 648-660.
Acciai microlegati; acciai per condotte; condizioni ambientali;
condotte; corrosione; corrosione transgranulare; criccabilità;
innesco delle cricche; microscopio elettronico; propagazione
delle cricche; resistenza a fatica; tensocorrosione.
Hydrogen indiced stress cracking di WOOLLIN P. «Stainless
World», Gennaio-Febbraio 2008, p. 37.
Acciai inossidabili; acciai inossidabili austeno-ferritici; acciai
inossidabili martensitici; criccabilità; criccabilità nella zona di
raccordo; infragilimento da idrogeno; raccordi di saldatura;
strutture di piattaforme marine; tensocorrosione.
Stress corrosion cracking of X-70 pipeline steel in near
neutral pH solution subjected to constant load and cyclic
load testing di FANG B.Y. et al. «Corrosion Engineering
Science and Technology», Aprile-Giugno 2007, pp. 123-129.
Acciai microlegati; acciai per condotte; API; condotte; corrosione per vaiolatura; criccabilità; distribuzione delle tensioni;
prove di corrosione; simulazione; tensocorrosione.
Electrochemical potential noise of AISI type 321 stainless
steel under stress in acid sulphate solutions di SHI Z.M. et al.
«Corrosion Engineering Science and Technology», GennaioMarzo 2007, pp. 36-41.
Acciai inossidabili; acciai inossidabili austenitici; corrosione
per vaiolatura; criccabilità; proprietà chimiche; proprietà elettriche; resistenza a fatica; rumore; tensocorrosione.
Electrochemical measurements using combination microelectrode in crevice simulating disbonded of pipeline coatings
under cathodic protection di YAN M.C. et al. «Corrosion
Engineering Science and Technology», Gennaio-Marzo 2007,
pp. 42-49.
Acciai microlegati; acciai per condotte; condotte; corrosione
interstiziale; criccabilità; distacco; protezione catodica; rivestimenti; simulazione; tensocorrosione.
Study on source location using an acoustic emission system
for various corrosion types di JOMDECHA C. et al. «NDT & E
Int.», N. 8/2007, pp. 584-593.
Altri metodi di controllo non distruttivo; controllo non distruttivo; corrosione; corrosione interstiziale; corrosione per vaiolatura; criccabilità; emissione acustica; strumenti di misura; tensocorrosione.
Postweld heat treatment to avoid intergranular stress corrosion cracking of supermartensitic stainless steels (IIW-181907, ex-doc. IX-2193-06/IX-H-630-06) di WOOLLIN P. «Weld.
World», Settembre-Ottobre 2007, pp. 31-40.
Acciai; acciai inossidabili; acciai inossidabili austeno-ferritici;
acciai inossidabili martensitici; corrosione; corrosione intergranulare; criccabilità; difetti; elenchi bibliografici; operazione
dopo saldatura; passata di fondo; saldatura ad arco ad impulsi;
saldatura manuale con elettrodi rivestiti; saldatura MIG; saldatura TIG; saldature circonferenziali; tenacità alla rottura; tensocorrosione; trattamento termico; trattamento termico dopo saldatura; tubi.
114 Riv. Ital. Saldatura - n. 1 - Gennaio / Febbraio 2009
Discriminating surface-breaking from subsurface cracks in
pressurized water pipes by means of a parametric modulation technique di POZNIC M. e PECORARI C. «NDT & E
Int.», N. 3/2008, pp. 208-216.
Acqua; centrali elettriche; controllo ultrasonoro; corrosione;
criccabilità; cricche di fatica; impianti; industria nucleare;
prove meccaniche; tensocorrosione; tubi.
Probabilistic modelling of fatigue crack initiation from pits
and pit clusters in aluminium alloys di RAJASANKAR J. et al.
«Corrosion Engineering Science and Technology», Luglio-Settembre 2007, pp. 260-265.
Carico di fatica; corrosione; corrosione per vaiolatura; criccabilità; cricche di fatica; fattori di influenza; innesco delle
cricche; leghe d'alluminio; meccanica della frattura; modelli di
calcolo; simulazione; tensocorrosione.
T h e p ro b l e m s a s s o c i a t e d w i t h t h e c r a c k i n g i n h o t - d i p galvanised steel structures di NIES H. et al. «Welding and
Cutting», Settembre-Ottobre 2007, pp. 256-260.
Acciai ad alta resistenza; acciai zincati; costruzioni in acciaio;
criccabilità; deposito ad immersione a caldo; infragilimento;
infragilimento dovuto al metallo fuso; saldabilità; tensocorrosione.
Special manufacturing requirements for pressurized Alloy
800H manifolds used in refineries: a case study di ROMMERSKIRCHEN I. et al. «Stainless World», Maggio 2008, pp. 56-61.
Acciai inossidabili austenitici; alta temperatura; condotte; corrosione; criccabilità; incoloy; industria chimica; industria petrolifera; leghe di nichel; materiali dissimili; materiali resistenti allo
scorrimento a caldo; microstruttura; ossidazione; procedimenti
combinati; proprietà meccaniche; saldatura a fascio elettronico;
saldatura longitudinale; saldatura TIG; saldature circonferenziali; scorrimento a caldo; tensocorrosione; tubi.
Heat exchanger maintenance: can we afford to wait? di JANIKOWSKI D.S. «Stainless World», Settembre 2008, pp. 29-37.
Acciai inossidabili; acciai inossidabili austenitici; ammoniaca;
caldaie; centrali elettriche; confronti; corrosione; costi; criccabilità; leghe di rame; manutenzione; riparazione; scambiatori di
calore; scelta; tensocorrosione; titanio; tubisteria.
C o r ro s i o n e x a m i n a t i o n , i n s p e c t i o n a n d m o n i t o r i n g d i
NOTTEN G. «Stainless World», Settembre 2008, pp. 93-101.
Acciai inossidabili austenitici; corrosione; corrosione interstiziale; corrosione per vaiolatura; criccabilità; effetti locali;
hastelloy; misura; proprietà chimiche; proprietà elettriche;
prove di corrosione; sistemi di controllo; tensocorrosione.
Fonti dei riferimenti bibliografici
Riviste italiane e straniere analizzate per la Banca Dati IIS-Data
Titolo
Acciaio
Advanced Materials Processes
Alluminio e Leghe
Alluminio Magazine
Ambiente e Sicurezza sul Lavoro
Analysis Europa
Anticorrosione
ASTM Standardization News
ATA Ingegneria Automobilistica
Australasian Welding Journal
Australian Welding Research
Automatic Welding
Automazione Energia Informazione
Avtomaticheskaya Svarka
Befa - Mitteilungen
BID-ISIM
Biuletyn ISG
Boletin Tecnico Conarco
Bollettino Tecnico Finsider
Bollettino Tecnico RTM
Brazing and Soldering
Bridge Design & Engineering
British Corrosion Journal
China Welding
Chromium Review
Constructia De Masini
Costruzioni Metalliche
Czechoslovak Heavy Industry
De Qualitate
Deformazione
Der Praktiker
Elettronica Oggi
Elin Zeitschrift
Energia Ambiente Innovazione
Energia e Calore
Energia e Materie Prime
EPE International
Esa Bulletin
Eurotest Technical Bulletin
Fogli d’Informazione Ispesl
Fonderia
FWP Journal
GEP
Giornale del Genio Civile
Heron
Hightech
Hitsaustekniikka
Hybrid Circuits
Iabse Periodica
Il Filo Metallico
Il Giornale delle Prove non Distruttive
Il Giornale delle Scienze Applicate
Il Perito Industriale
Il Saldatore Castolin
Ilva Quaderni
Industrial Laser Rewiew
Ingegneria Ambientale
Ingegneria Ferroviaria
Inossidabile
Insight
International Construction
Interplastics
IPE International
ISO Bulletin
J. of Offshore and Polar Engineering
Joining & Materials
Joining of Materials
Joining Sciences
Journal of Bridge Engineering
Journal of the Japan Welding Society
Kunststoffe
L’Acciaio Inossidabile
Abbreviaz.
Acciaio
Mat. Processes
AL
Alluminio
Sicurezza Lav.
Analysis
Anticorrosione
ASTM Std.
ATA
Austr. Wdg. J.
Austr. Wdg. Res.
Aut. Weld.
AEI
Aut. Svarka
Befa Mitt.
BID-ISIM
Biuletyn
Conarco
Finsider
RTM
Braz. Sold.
Bridge
Br. Corr. J.
China Weld.
Chomium
Constr. Masini
Costr. Met.
Czech. Heavy
Qualitate
Deformazione
Praktiker
Elettronica
Elin
Enea E.A.I.
Energia
Energia
EPE
Esa Bulletin
Eurotest
ISPESL
Fonderia
FWP J.
GEP
Giornale G.C.
Heron
Hightech
Hitsaust.
Hybrid
IABSE
Filo Metallico
Giornale PND
Scienze Applic.
Perito Ind.
Castolin
Ilva
Ind. Laser
I.A.
Ing. Ferr.
Inossidabile
Insight
Int. Const.
Interplastics
IPE
ISO
Offshore
Joining
JOM
Join. Sciences
Jour. Bridge
Journal JWS
Kunststoffe
Acc. Inoss.
Titolo
Abbreviaz.
L’Allestimento
Allestimento
L’Elettrotecnica
Elettr.
L’Industria Meccanica
Ind. Mecc.
L’Installatore Tecnico
Installatore
La Meccanica Italiana
Mecc. Ital.
La Metallurgia Italiana
Met. Ital.
La Termotecnica
Termotecnica
Lamiera
Lamiera
Laser
Laser
Lastechniek
Lastech.
Lavoro Sicuro
Lav. Sic.
Lo Stagno ed i suoi Impieghi
Stagno
Macchine & Giornale dell’Officina
Officina
Macplas
Macplas
Manutenzione: Tecnica e Management
Manutenzione
Materialprüfung
Materialprüf.
Material and Corrosion
Mat. Cor.
Materials Evaluation
Mat. Eval.
Materials Performance
MP
Meccanica & Automazione
Mec. & Aut.
Meccanica & Macchine di Qualità
Mecc. & Macchine
Meccanica Moderna
Mecc. Moderna
Meccanica Oggi
Meccanica
Mechanical Engineering
Mech. Eng.
Metal Construction
Met. Con.
Metalli
Metalli
Metallurgical and Materials Transactions
Met. Trans.
Metallurgical B
Metallurgical B
Metallurgical Reports CRM
Met. Rep.
Metallurgical Transactions
Metallurgical T
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Metalurgia
Modern Plastics International
Plastics Int.
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Steel Constr.
NDT & E International
NDT & E Int.
NDT & E International UK
NDT & E Int.
NDT International
NDT Int.
Notagil S.I.
Notagil
Notiziario dell’ENEA Energia e Innovazione
ENEA E.I.
Notiziario dell’ENEA Sic. e Prot.
ENEA-DISP.
Notiziario Tecnico AMMA
AMMA
NRIM Research Activities
NRIM Research
NT Tecnica e Tecnologia AMMA
NT AMMA
Oerlikon Schweissmitteilungen
Oerlikon
PCB Magazine
PCB
Perito Industriale
Perito Ind.
Petrolieri d’Italia
Petrolieri I.
Pianeta Inossidabili
Inox
Plastic Pipes Fittings
Plastics
Prevenzione Oggi
Prevenzione
Produttronica
Produttronica
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PCE
Przeglad Spawalnictwa
Pr. Spawal.
Quaderni Pignone
Pignone
Qualificazione Industriale
Qualificazione
Qualità
Qualità
Rame e Leghe
CU
Rame Notizie
Rame
Research in Nondestructive Evaluation
Research NDE
Revista de Los Trat. Ter. y de Superficie
Tratersup
Revista de Metalurgia
Rev. Met.
Revista de Soldadura
Rev. Soldadura
Revue de la Soudure
Rev. Soud.
Revue de Metallurgie CIT
Revue Met. CIT
Revue de Metallurgie MES
Revue Met. MES
Ricerca e Innovazione
Ric. Inn.
Riv. Infortuni e Malattie Professionali
Riv. Inf.
Rivista di Meccanica
Riv. Mecc.
Rivista di Meccanica Oggi
Riv. Mecc. Oggi
Rivista di Meccanica International
Riv. Mecc. Inter.
Rivista Finsider
Riv. Finsider
Rivista Italiana della Saldatura
Riv. Sald.
Titolo
Schweissen & Pruftechnik
Schweissen und Schneiden
Schweisstechnik
Schweisstechnik
Science and Technology of W and J
Seleplast
Sicurezza e Prevenzione
Skoda Review
Soldadura e Construcao Metalica
Soldadura y Tecnologias de Union
Soldagem & Inspecao
Soldagem & Materiais
Soldering & Surface Mount Technology
Soudage et Techniques Connexes
Souder
Stahlbau
Stainless Steel Europe
Stainless Steel World
Stainless Today
Steel Research
Structural Engineering International
Sudura
Surface Engineering
Svarochnoe Proizvodstvo
Sveiseteknikk
Svetsaren
Svetsen
Technica/Soudure
Technical Diagnostics and NDT Testing
Technical Review
Technische Uberwachung
Tecnologia Qualidade
Tecnologie e Trasporti per il Mare
Tecnologie per il Mare
Teknos
The Brithis Journal of NDT
The European Journal of NDT
The International Journal of PVP
The Journal of S. and E. Corrosion
The Paton Welding Journal
The TWI Journal
The Welding Innovation Quarterly
Tin and Its Uses
Transactions of JWRI
Transactions of JWS
Transactions of NRIM
Ultrasonics
Unificazione e Certificazione
Università Ricerca
Unsider Notizie di Normazione
Varilna Tehnika
Westnik Maschinostroeniya
Welding & Joining
Welding & Joining Europe
Welding and Metal Fabrication
Welding Design and Fabrication
Welding in the World
Welding International
Welding Journal
Welding Production
Welding Review International
WRC Bulletin
WRI Journal
Zavarivac
Zavarivanje
Zavarivanje I
Zincatura a caldo
Zis Mitteilungen
Zis Report
Zvaracske Spravy
Zváranie
Abbreviaz.
Sch. Pruf.
Schw. Schn.
Schweisst.
Sch. Tec.
Weld. Join.
Seleplast
Sicurezza
Skoda
Soldadura
Sold. Tec.
Inspecao
Soldagem
Soldering
Soud. Tecn. Con.
Souder
Stahlhau
Stainless Eu.
Stainless World
Stainless
Steel
Engineering
Sudura
Surface
Svar. Proiz.
Sveiseteknikk
Svetsaren
Svetsen
Tech. Soud.
NDT Testing
Tech. Rev.
Techn. Uberw.
Qualidade
Tec. Tra. Mare
Tec. Mare
Teknos
Br. Nondestr.
European NDT
Journal PVP
Corrosion
Paton Weld. J.
TWI Journal
Weld. Innovation
TIN
Trans. JWRI
Trans. JWS
Trans. NRIM
Ultrasonics
Unificazione
Università
Unsider
Var. Teh.
–
Weld. Joining
Weld. J. Europe
Welding
Weld. Des.
Weld. World
Weld. Int.
Wdg. J.
Weld. Prod.
Weld. Rev.
WRC Bulletin
WRI J.
Zavarivac
Zavarivanje
Zavariv.
Zincatura
ZIS
Zis
Zvaracske
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Riv. Ital. Saldatura - n. 1 - Gennaio / Febbraio 2009 115
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Istituto Italiano della Saldatura - Divisione PRN / Uff. Abbonamenti
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Tel. (+39) 010 8341.392; Fax (+39) 010 8367780
e-mail: [email protected] Web: www.iis.it
Elenco
degli
Inserzionisti
2
---92
73
64
10
31
4
-9
3
--117
1
-8
48
-4a cop
-----86
----17
38
84
---116
94
------6
---14
--74
-----13+83
--15
11
112
12
-5
----16
118
-111
------3a cop
---102
7
--85
3 M ITALIA
AEC TECHNOLOGY
AIPND
ANASTA
ANCCP
ASG Superconductors
ASPIRMIG
ASSOMOTORACING
BÖHLER WELDING GROUP ITALIA
CAPILLA
CARPANETO – SATI
CEA
CEBORA
CGM TECHNOLOGY
COFILI
COM-MEDIA
COMMERSALD
DRAHTZUG STEIN
DVC – DELVIGO COMMERCIALE
EDIBIT
EDIMET
ESAB SALDATURA
ESARC
ETC OERLIKON
EUROCONTROL
FEI Forum Energetico Internazionale
FIERA ACCADUEO
FIERA ALUMOTIVE
FIERA BIAS
FIERA BIMEC
FIERA BI-MU
FIERA BIMU-MED
FIERA COMPOTEC
FIERA DI ESSEN
FIERA EMO MILANO
FIERA EXPOLASER
FIERA LAMIERA
FIERA MAQUITEC
FIERA MCM
FIERA MECFORPACK
FIERA METALRICICLO
FIERA METEF
FIERA MOTORSPORT EXPOTECH
FIERA SAMUMETAL
FIERA SEATEC
FIERA SICURTECH
FIERA SUBFORNITURA
FIERA TECHFLUID
FIERA VENMEC
FRONIUS
G.B.C. INDUSTRIAL TOOLS
G.E.INSPECTION TECHNOLOGIES
G. FISCHER
GILARDONI
HYPERTHERM Europe B.V.
IGUS
INE
IPM
ITALARGON
ITW
LANSEC ITALIA
LASTEK
LINCOLN ELECTRIC ITALIA
MCM DAYS
MEDIAPOINT & COMMUNICATIONS
NDT ITALIANA
OGET
ORBITALUM TOOLS
OXYTURBO
PARODI SALDATURA
RIVISTA BELTEL
RIVISTA MECCANICA & AUTOMAZIONE
RIVISTA U & C
RIVOIRA
RTM
SACIT
SAF – FRO
SALTECO
SANDVIK ITALIA
SELCO
SEMAT CARPENTERIA
SEMAT ITALIA
SIAD
SOL WELDING
STUDIOBOOK
TEC Eurolab
TECNEDIT
TECNOELETTRA
TELWIN
THERMIT ITALIANA
TRAFILERIE DI CITTADELLA
Via San Bovio, 3 – Località San Felice – 20090 SEGRATE (MI)
Via Leonardo Da Vinci, 17 – 26013 CAMPAGNOLA CREMASCA (CR)
Via A. Foresti, 5 – 25127 BRESCIA
Via G. Tarra, 5 – 20125 MILANO
Via Rombon, 11 – 20134 MILANO
Corso F.M. Perrone, 73r – 16152 GENOVA
Via Podi, 10 – 10060 VIRLE PIEMONTE (TO)
Via del Battirame, 6/3 – 40138 BOLOGNA
Via Palizzi, 90 – 20157 MILANO
Via per Telgate – Loc. Campagna – 24064 GRUMELLO DEL MONTE (BG)
Via Ferrero, 10 – 10090 RIVOLI/CASCINE VICA (TO)
Corso E. Filiberto, 27 – 23900 LECCO
Via A. Costa, 24 – 40057 CADRIANO DI GRANAROLO (BO)
Via Adda, 21 – 20090 OPERA (MI)
Via Friuli, 5 – 20046 BIASSONO (MI)
Via Serio, 16 – 20139 MILANO
Via Bottego, 245 – 41010 COGNENTO (MO)
Talstraße 2 – 67317 ALTLEININGEN (Germania)
Località Cerri – 19020 CEPARANA DI FOLLO (SP)
Via Cà dell’Orbo, 60 – 40055 CASTENASO (BO)
Via Brescia, 117 – 25018 MONTICHIARI (BS)
Via Mattei, 24 – 20010 MESERO (MI)
Via Cadibona, 15 – 20137 MILANO
Via Vo’ di Placca, 56 – 35020 DUE CARRARE (PD)
Zona Industriale – 89811 PORTO SALVO (VV)
c/o CENACOLO – Via C. Colombo, 101/h – 29100 PIACENZA
c/o BOLOGNAFIERE – Piazza Costituzione, 6 – 40128 BOLOGNA
c/o ADExpo – Viale della Mercanzia, 142 Centergross – 40050 FUNO DI ARGELATO (BO)
c/o F & M – Fiere e Mostre – Via Caldera, 21/C – 20153 MILANO
c/o UCIMU – Viale Fulvio Testi, 128 – 20092 CINISELLO BALSAMO (MI)
c/o UCIMU – Viale Fulvio Testi, 128 – 20092 CINISELLO BALSAMO (MI)
c/o UCIMU – Viale Fulvio Testi, 128 – 20092 CINISELLO BALSAMO (MI)
c/o CARRARAFIERE – Viale Galileo Galilei, 133 – 54033 MARINA DI CARRARA (MS)
Via Vincenzo Monti, 8 – 20123 MILANO
c/o UCIMU – Viale Fulvio Testi, 128 – 20092 CINISELLO BALSAMO (MI)
c/o PIACENZA EXPO – S.S. 10 Loc. Le Mose – 29100 PIACENZA
c/o UCIMU – Viale Fulvio Testi, 128 – 20092 CINISELLO BALSAMO (MI)
c/o EXPO CONSULTING – Via Brugnoli, 8 – 40122 BOLOGNA
c/o EIOM – Viale Premuda, 2 – 20129 MILANO
c/o BOLOGNAFIERE – Piazza Costituzione, 6 – 40128 BOLOGNA
c/o EDIMET – Via Brescia, 117 – 25018 MONTICHIARI (BS)
c/o EDIMET – Via Brescia, 117 – 25018 MONTICHIARI (BS)
c/o MODENA ESPOSIZIONI – Viale Virgilio, 58/B – 41100 MODENA
c/o PORDENONE FIERE – Viale Treviso, 1 – 33170 PORDENONE
c/o CARRARAFIERE – Viale Galileo Galilei, 133 – 54033 MARINA DI CARRARA (MS)
c/o FIERA MILANO TECH – Via Gattamelata, 34 – 20149 MILANO
c/o SENAF – Via Eritrea, 21/A – 20157 MILANO
c/o EDIMET – Via Brescia, 117 – 25018 MONTICHIARI (BS)
c/o PADOVAFIERE – Via N. Tommaseo, 59 – 35131 PADOVA
Via Monte Pasubio, 137 – 36010 ZANE’ (VI)
Via Artigiani, 17 – 25030 TORBIATO DI ADRO (BS)
Via Grosio, 10/4 – 20151 MILANO
Via Sondrio, 1 – 20063 CERNUSCO SUL NAVIGLIO (MI)
Via A. Gilardoni, 1 – 23826 MANDELLO DEL LARIO (LC)
Vaartveld, 9 – 4704 SE ROOSENDAAL (Olanda)
Via delle Rovedine, 4 – 23899 ROBBIATE (LC)
Via Facca, 10 – 35013 CITTADELLA (PD)
Via A. Tadino, 19/A – 20124 MILANO
Via S. Bernardino, 92 – 24126 BERGAMO
Via Privata Iseo, 6/E – 20098 S. GIULIANO MILANESE (MI)
Via Bizet, 36/N – 20092 CINISELLO BALSAMO (MI)
Viale dello Sport, 22 – 21026 GAVIRATE (VA)
Via Fratelli Canepa, 8 – 16010 SERRA RICCO’ (GE)
c/o EIOM – Viale Premuda, 2 – 20129 MILANO
Corso Buenos Aires, 8 – Corte Lambruschini – 16129 GENOVA
Via del Lavoro, 28 – 20049 CONCOREZZO (MI)
Via Torino, 216 – 10040 LEINI’ (TO)
Josef-Schüttler-Strasse, 17 – 78224 SINGEN (D)
Via Serio, 4/6 – 25015 DESENZANO DEL GARDA (BS)
Via Piave, 33 – Z.I. – 17047 VADO LIGURE (SV)
c/o the C’ Comunicazione – Via Orti, 14 – 20122 MILANO
Via Rosellini, 12 – 20124 MILANO
c/o the C’ Comunicazione – Via Orti, 14 – 20122 MILANO
Via C. Massaia, 75/L – 10147 TORINO
Via Circonvallazione, 7 – 10080 VICO CANAVESE (TO)
Via del Lavoro, 8 – 36020 CASTEGNERO (VI)
Via Torricelli, 15/A – 37135 VERONA
S.P. Rivoltana, 35/b – 20090 LIMITO DI PIOLTELLO (MI)
Via Varesina, 184 – 20156 MILANO
Via Palladio, 19 – 35010 ONARA DI TOMBOLO (PD)
Via Fornaci, 45/47 – 25040 ARTOGNE (BS)
Via Monte Bianco, 30/3 – 20043 ARCORE (MI)
Via S. Bernardino, 92 – 24126 BERGAMO
Via Meucci, 26 – 36030 COSTABISSARA (VI)
c/o the C’ Comunicazione – Via Orti, 14 – 20122 MILANO
Viale Europa, 40 – 41011 CAMPOGALLIANO (MO)
Via delle Foppette, 6 – 20144 MILANO
Via Nazionale, 50a – 70 – 23885 CALCO (LC)
Via della Tecnica, 3 – 36030 VILLAVERLA (VI)
Piazzale Santorre di Santarosa, 9 – 20156 MILANO
Via Mazzini, 69 – 35013 CITTADELLA (PD)
isagno Istria, 15 - 16141 Genova (Italia) - Tariffa R.O.C.: "Poste Italiane SpA- Sped. A.P.-D.L.353/2003 (conv. in L. 27/02/2004 n.46) art.1 comma 1, DCB Genova" Tassa Pagata - Taxe Perçue ordinario - Contiene IP Bimestrale
a Saldatura - N. 1 * 2009
(Con traduzione simultanea)
Convention
Economic importance of
welding
(Klaus Middeldorf: Managing
Director of DVS - German Welding
Society)
Research trends in welding
•
•
La Convention dell’ IISclub è la manifestazione dedicata,
in particolare, alle Figure Professionali ed alle Aziende
Certificate dall’Istituto Italiano della Saldatura, ai fini di
fornire loro un efficace percorso di “continuous education”. La manifestazione comprende tre memorie ad
invito, presentate da personalità di spicco nel mondo
della saldatura, e la consegna di riconoscimenti europei.
In particolare sarà premiato il migliore Coordinatore di
Saldatura Europeo dell’anno (RWC) scelto da una apposita Commissione dell’EWF tra coloro che avranno soddisfatto i requisiti contenuti nel bando pubblicato sul sito
dell’EWF (www.ewf.be) e su quello dell’IIS (www.iis.it).
Giovedì 21 Maggio - Sala Perla - 10,45/12,45
(Con traduzione simultanea)
La cerimonia inaugurale vedrà, dopo i consueti saluti istituzionali di rito del Presidente IIS, Ferruccio Bressani, e del
Segretario Generale IIS, Mauro Scasso, brevi interventi del
Presidente dell' International Institute of Welding (IIW),
Ulrich Dilthey, e del Presidente dell' European Welding
Federation (EWF), Tim Jessop.
Giovedì 21 Maggio - Sala Perla - 10,00/10,45
Inaugurazione
PROVINCIADIVENEZIA
Con il patrocinio di:
la settima edizione del Congresso Europeo sulle Tecnologie
di Giunzione che si terrà, in abbinamento alla quinta
edizione delle Giornate Nazionali di Saldatura (GNS5), al
Palazzo del Casinò di Venezia Lido il 21 e 22 Maggio 2009.
I lavori si articoleranno in sei sessioni tecniche parallele ed
in sei Corsi tecnici su argomenti specifici.
Completa la manifestazione una sessione poster ed una
esposizione riservata agli sponsor.
In questa edizione saranno presentate congiuntamente
esperienze italiane ed europee che potranno così essere
valutate e discusse dagli esperti presenti.
GESTIONE DELLA FABBRICAZIONE DI PRODOTTI SALDATI
• Risk management in saldatura
• State of the art of International Standardisation in the
field of welding and allied processes
SVILUPPI DEI PROCESSI DI SALDATURA TRADIZIONALI E
PROCESSI AVANZATI
• Friction Stir Welding of steel: results and difficulties
emerged from a three years research project
• Innovative Applications of Fully Automated ElectronBeam-Welding for the Transportation Industry
• Thick section welding with fiber Lasers up to 30kW
• Recent Developments in the Keyhole Gas Tungsten Arc
Welding Process
• New welding processes to join steel with aluminium an Outlook for the Future
• Selecting suitable gases to increase the performances
in MIG & TIG welding of the Aluminium alloys
AFFIDABILITÀ DI COMPONENTI E STRUTTURE
• Fitness for service for welded components subjected to
creep loading
• Modernization of Pressure Vessel Design Codes, Asme
Section VIII Division 2, 2007 Edition and Fitness For
Service Codes, API 579-1/ASME FFS-1, 2007 Edition
with Applications
• La vulnerabilità dei giunti saldati nell'ambito dei meccanismi di danno attivi negli impianti industriali:analisi
di affidabilità con la metodica RBI
• Monitoraggio e conservazione degli impalcati metallici: proposta di un sistema di pianificazione dei controlli e degli interventi di manutenzione
• Notch Stress Concept Variants - Application Examples
for Thin and Thick Welded Steel Joints
• Extended Weldability Lobes for Resistance Spot
Welding of Advanced High Strength Steels (AHSS)
LA SALDATURA DI MATERIALI BASE E D’APPORTO
INNOVATIVI
• Caratterizzazione della zona fusa 21/4Cr1MoV durante le
diverse fasi di fabbricazione dei componenti a pressione
• Properties of T/P 92CrMo steel weld metals for ultra
super critical (USC) power plant
• Application and properties of T(P) 23/ 24 filler metals
• High alloyed duplex and austenitic stainless steels.
Aspects on welding and fabrication
• FCAW consumables and practices for welding high
strength steels
• Cored wires for high-quality welding of corrosion resistant alloys
New developme
welding progra
interfaces and C
Automated inte
fiberlaser-hybri
needs for straig
Image processin
Laser diode base
Come parte integra
Sessione Poster su a
saldatura e le tecni
Sessione Pos
A partire dal pomer
6 Corsi, due per og
IIS, esperti del tema
mezza ciascuno.
• PROGETTAZION
• CONTROLLO UL
ACCIAIO INOSSI
ALLUMINIO
• INFLUENZA DEI
• DANNEGGIAME
CARPENTERIA S
• METALLOGRAFI
• MODALITÀ ESEC
Corsi
DIAGNOSTICA E P
SALDATE
• Non Destructive
• Characterizatio
(CR/DR) with ph
between CR/DR
• Applications of
destructive insp
structures and c
• Sizing in phased
amplitude displ
• Guided waves in
diagnostic techn
overview of the
• Assessment of s
axles/rotors: the
(POD curve)
•
•
•
•
Scarica

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