Copertina 2_08:Copertina 1/08 - Istituto Italiano della Saldatura

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Istituto Italiano della Saldatura - Lungobisagno Istria, 15 - 16141 Genova (Italia) - Tariffa R.O.C.: "Poste Italiane SpA- Sped. A.P.-D.L.353/2003 (conv. in L. 27/02/2004 n.46) art.1 comma 1, DCB Genova" Tassa Pagata - Taxe Perçue ordinario - Contiene IP Bimestrale Marzo-Aprile 2008 ISSN:0035-6794
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Organo Ufficiale dell’Istituto Italiano della Saldatura - anno LX - N. 2 * 2008
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Numero 2
2008
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Editoriale
Globalizzazione
e nuovo
colbertismo
S
ulla globalizzazione credo sia stato
detto tutto quello che poteva essere
detto.
E, forse, anche di più!
Che poi, a ben pensarci, non è neppure
moltissimo: uno stato di fatto generato
dallo sviluppo tecnologico, soprattutto
(ma non solo) nei settori della produzione, trasporti, comunicazione, informazione, che produce competizione.
La globalizzazione può in parte essere
gestita, certo non può essere fermata.
Tutto qui!
Sulla gestione della globalizzazione
sono fiorite e stanno, tuttora, fiorendo
numerose teorie. Tutte caratterizzate da
più o meno evidenti tassi di colbertismo
(da Colbert, il sovraintendente alle
finanze di Luigi XIV, che teorizzò e felicemente applicò la protezione dell’industria nazionale mediante tariffe e dazi,
ovvero il protezionismo).
Da sempre, in buona sostanza e al di là
178 Riv. Ital. Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2008
di convinzioni ideologiche troppo
marcate, i Governi hanno agito adottando comportamenti più o meno liberisti o protezionisti a seconda degli interessi immediati, dovendo confrontarsi
nel breve con poteri economici e/o politici che difendevano posizioni di parte.
Non è cambiato nulla.
Anche oggi, sotto la spinta di interessi
specifici, la teoria si frantuma in aree che
afferiscono ad aspetti particolari. E non
è quindi possibile affrontare il contesto
con una visione d’insieme: bilanciando,
ad esempio, le convenienze di produttori
e consumatori, di impresa e lavoro, di
pubblico e privato, e delle loro possibili
combinazioni e aggregazioni.
Per restare in un settore noto, non è vero
che gli Italiani non vogliono più fare i
saldatori. Non vogliono più farlo, con
una ragionevole porzione di verità, per il
livello di reddito che ne ricavano. In un
mercato protetto dal punto di vista del
lavoro, la legge della domanda e dell’offerta creerebbe un equilibrio nazionale.
Che non si troverà finché saranno disponibili saldatori extracomunitari.
Logica vorrebbe che gli imprenditori
adottassero un atteggiamento liberista
(come in realtà si verifica) e i sindacati
un atteggiamento protezionista (come in
realtà non si verifica come potrebbe).
Ma se invece di lavoro, consideriamo i
prodotti, allora gli imprenditori adottano
posizioni protezionistiche e i partiti politici, nominalmente più attenti al sociale,
posizioni più liberiste.
Tutto ciò con buona pace di Adam Smith
e di Ludwig Von Mises. E anche di
Colbert.
Non esistono dunque soluzioni?
Esistono le soluzioni tipiche della
specie umana. Parziali e di lungo
periodo.
D’altra parte, la complessità del problema è oggettivamente enorme. E
neppure valutata a fondo nei suoi aspetti
più ampi: la salvaguardia dell’ambiente,
le risorse energetiche del pianeta, la crescita della popolazione umana, le disparità socio-economiche fra paesi industrializzati e quarto mondo, nonché
posizioni religiose di non sempre facile
integrazione.
Tornando alla terra, la storia dell’economia insegna comunque che le tariffe ed i
dazi sono sempre stati pagati dai consumatori non soltanto in termini diretti,
come ovvio, ma anche in termini sociali.
La storia dell’economia insegna anche
che le azioni protezionistiche non hanno
avvantaggiato, nei tempi lunghi, neppure
i produttori che, se non altro, hanno
perso capacità competitiva.
La gestione della globalizzazione dovrebbe, pertanto, essere affrontata con
strumenti indiretti, quali i supporti all’impresa (sgravi fiscali sugli investimenti, finanziamenti delle nuove tecnologie, realizzazione di infrastrutture,
semplificazione burocratica e quant’altro di analogo) ed ai cittadini (servizi e
salvaguardie sociali, formazione e riqualificazione, ecc.).
In questo contesto di efficienza e di efficacia, la competenza in ogni settore acquista significato e la vecchia e mai
smentita regola di Adam Smith, per cui
sono ricche le Nazioni che hanno aggregato una quantità rilevante di competenza, risulta vincente.
Quale volevasi dimostrare!
Dott. Ing. Mauro Scasso
Segretario Generale IIS
ANNO LX
Marzo-Aprile 2008
Pubblicazione bimestrale
DIRETTORE RESPONSABILE: Ing. Mauro Scasso
REDATTORE CAPO: Geom. Sergio Giorgi
REDAZIONE: Sig.ra Deborah Testoni, P.I. Maura Rodella
PUBBLICITÀ: Sig. Franco Ricciardi
Organo Ufficiale
dell'Istituto Italiano della Saldatura
Abbonamento annuale 2008:
Italia: .......................................... € 90,00
Estero: ........................................ € 155,00
Un numero separato: ................ € 20,00
La Rivista viene inviata gratuitamente ai Soci
dell’Istituto Italiano della Saldatura.
Direzione - Redazione - Pubblicità:
Lungobisagno Istria, 15 - 16141 Genova
Telefono: 010 8341333
Telefax: 010 8367780
e-mail: [email protected]
web: www.iis.it
Rivista associata
Registrazione al ROC n° 5042 - Tariffa R.O.C.: “Poste
Italiane S.p.A. - Spedizione in Abbonamento Postale
D.L. 353/2003 (conv. in L. 27/02/2004 n° 46) art. 1
comma 1, DCB Genova” - Fine Stampa Aprile 2008
Aut. Trib. Genova 341 - 20.4.1955
Sommario
Articoli
181
Il processo Synchronized Tandem Wire Welding applicato alla saldatura di lamiere
strutturali - M. FERSINI, S. MATERA
191
Esperienze nell’ispezione e nella manutenzione di serbatoi di stoccaggio di prodotti
petroliferi - F. BRESCIANI, F. PERI
203
Applicazione industriale per la nastratura ad alto rendimento con acciai austenitici
ad alto tenore di molibdeno - L. POSSENTI, A. VOLPI, G. GALLAZZI
217
Influenza dei parametri del processo di brasatura sulle caratteristiche
microstrutturali di giunti in leghe di rame - M. MERLIN et al.
231
Saldatura EBW di 4 differenti tipologie di contatti a radiofrequenza per il “Large
Hadron Collider” (LHC) del CERN - G. BARBIERI, F. COGNINI, M. MONCADA
243
La metallografia ottica nello studio di cricche e tensioni nei giunti saldati P. PICCARDO, R. AMENDOLA
253
261
L’istituto non assume responsabilità per le opinioni espresse
dagli Autori. La riproduzione degli articoli pubblicati è
permessa purché ne sia citata la fonte, ne sia stata concessa
l’autorizzazione da parte della Direzione della Rivista, e sia
trascorso un periodo non inferiore a tre mesi dalla data della
pubblicazione. La collaborazione è aperta a tutti, Soci e
non Soci, in Italia e all’Estero. La Direzione si riserva
l’accettazione dei messaggi pubblicitari. Ai sensi dell’art. 10
della Legge 675/96, i dati personali dei destinatari della
Rivista saranno oggetto di trattamento nel rispetto della
riservatezza, dei diritti della persona e per finalità
strettamente connesse e strumentali all’invio della
pubblicazione e ad eventuali comunicazioni ad esse correlate.
International Institute of Welding (IIW)
Notes on power efficiency in welding - SELECT COMMITTEE
“ENVIRONMENT”
IIS Didattica
Introduzione alle principali strutture cristalline dei metalli puri
Rubriche
269
Scienza e Tecnica
L’importanza dei controlli ispettivi per la qualità e la durata delle superfici pitturate S. BOTTA
273
IIW-EWF Notizie
275
Salute, Sicurezza e Ambiente
La normativa sull’esposizione professionale a campi elettromagnetici ed a
radiazioni ottiche artificiali - T. VALENTE
277
Dalle Associazioni
Costruire con l’Acciaio - I. DONISELLI
281
Dalle Aziende
289
Notiziario
Letteratura tecnica
Codici e norme
Corsi
Mostre e convegni
299
Ricerche bibliografiche da IIS-Data
Corrosione da H2S
304
Elenco degli Inserzionisti
Progetto grafico: Marcs & Associati srl - Rozzano (MI)
Fotocomposizione e stampa:ALGRAPHY S.n.c.- Genova
Tel 010 8366272, Fax 010 8358069 - www.algraphy.it
2
In copertina
Nave da crociera Ventura
La più grande nave da crociera realizzata da Fincantieri Spa presso il Cantiere Navale di Monfalcone che festeggia quest’anno i 100 dalla fondazione. Tutti i tagli per la realizzazione dello scafo sono stati realizzati mediante
taglio plasma in acqua con potenze da 800 A. Le varie parti sagomate e con cianfrini variabili sono state realizzate con le teste da taglio Bevel tipo SKEW Rotator a rotazione infinita ed inclinazione da +50° a -50° brevettate
da Messer. La gestione degli impianti è affidata al controllo numerico di nuova generazione Global Control. I
ponti sono stati realizzati con la nuova linea Panel Line mediante saldature a tecnologie Fiber Laser Hybrid ed
impianto Messer tipo Sicomat per grinding e asportazione del primer, marcatura inkjet multidirezionale, squadratura e taglio avente dimensioni 24x40 metri, progettato, realizzato e fornito da Messer Cutting & Welding,
azienda fondata nel 1898 e che quest’anno festeggia i 110 anni di attività, rappresentata in Italia da Messer
Griesheim Saldatura srl con sede in Milano. (Foto by courtesy of Fincantieri SpA)
VENEZIA LIDO
21- 22 Maggio 2009
Seventh European Congress
on Joining Technology
Quinta Edizione delle
Giornate Nazionali di Saldatura
Il processo Synchronised Tandem Wire
Welding applicato alla saldatura di
lamiere strutturali
(°)
M. Fersini *
S. Matera *
Sommario / Summary
Nell’ambito di un progetto di ricerca europeo, parzialmente finanziato dal Fondo di Ricerca per l’Acciaio (RFS-CR-03049),
sono stati valutati i possibili benefici derivanti dall’utilizzo
della tecnologia Synchronised Tandem Wire Welding (STW)
applicata a lamiere strutturali in alternativa alle attuali tecniche ad arco.
In particolare sono state investigate due tipologie di giunto
saldato: giunti a T e giunti testa a testa di lamiere strutturali di
grado S355 con spessori pari a 6 mm e 12 mm. Considerando
le variabili caratteristiche del processo, in funzione anche
della tipologia di torcia tandem, cioè di configurazione degli
elettrodi variabile o fissa, è stata esaminata l’influenza della
distanza tra gli elettrodi, dello stick-out, della tipologia d’arco
e della velocità di saldatura sulle caratteristiche del processo.
I giunti ottenuti sono stati confrontati con quelli prodotti con
le tecnologie tradizionali in termini di deformazioni totali del
giunto, integrità strutturale, analisi microstrutturale e prestazioni meccaniche (tenacità e resistenza a fatica).
I risultati hanno mostrato che il processo STW è una tecnologia efficace per aumentare di circa il 50% sia la velocità di saldatura, a parità di penetrazione, sia la quantità di metallo depositato rispetto alla saldatura GMAW con un apporto termico
poco superiore, ma relativamente contenuto (1 kJ/mm). Tali
condizioni operative hanno consentito di mantenere un livello
di qualità (EN ISO 5817 livello di qualità B) ed integrità strutturale dei giunti, comparabili con quelli dei giunti saldati
GMAW e SAW, nonché significative riduzioni delle distorsioni. Inoltre, anche la resistenza a fatica dei giunti realizzati
STW è risultata in conformità con la classe di riferimento
(giunto testa a testa, FAT 100).
(°) Memoria presentata alle Giornate Nazionali di Saldatura 4 - Workshop: “Sviluppi
e tendenze dei processi di saldatura tradizionali” - Genova, 25-26 Ottobre 2007.
* Centro Sviluppo Materiali S.p.A. - Roma.
The objective of the project (RFS-CR-03049), partially supported by Research Fund for Coal and Steel, was to explore
and quantify the benefits of Synchronised Tandem Wire
Welding (STW) applied to structural steels as alternative
technology to established arc welding technologies.
T-joints and butt joints of 6 mm and 12 mm steel grade S355
plates have been investigated using two different types of
welding gun configuration, i.e. fixed electrodes and variable
electrodes configuration. The influence of electrodes distance, stick-out, arc types and welding speed has been examined. The optimised joints have been characterized in terms of
structural integrity, microstructure, mechanical performance
(impact fracture toughness, fatigue resistance), total deformation and compared to traditional arc welding joints.
STW technology allowed to increase of about 50% both
welding speed, at the same penetration, and deposited metal
compared to GMAW with a not much greater heat input
(1 kJ/mm) maintaining the same level of joint quality
(EN ISO 5817 quality level B) and structural integrity with a
reduction of joint distortion. In addition fatigue resistance of
STW joints was in compliance with the requirement
(FAT Class 100 MPa).
Keywords:
Arc welding; butt joints; carbon manganese steels; comparisons; GMA welding; mechanical properties; microstructure;
process parameters; research and development; speed; stickout; submerged arc welding; T joints; tandem welding;
torches.
Riv. Ital. Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2008 181
M. Fersini e S. Matera - Il processo Synchronised Tandem Wire Welding applicato alla saldatura di lamiere strutturali
Introduzione
La crescente richiesta di un processo di
saldatura che garantisca un’ottima
qualità di giunzione, consentendo contemporaneamente di aumentare la produzione e di ridurre i costi, ha reso il
processo Synchronised Tandem Wire
Welding (STW) particolarmente competitivo in vari campi di applicazione industriale. Infatti, il processo STW, basato
sulla tecnologia di saldatura ad arco per
fusione simultanea di due fili elettrodo,
è un modo efficace per aumentare la
velocità di saldatura, a parità di penetrazione, e la quantità di metallo depositato
nella saldatura GMAW con il vantaggio
di un apporto termico relativamente
contenuto [1].
In generale, nel processo STW, i due fili
elettrodo vengono alimentati da due generatori attraverso due punte di contatto
separate ed isolate elettricamente (torcia
tandem). I due generatori, con capacità
di corrente tipicamente compresa tra
400 A e 600 A, sono controllati e regolati
separatamente dal proprio microprocessore e lavorano secondo il principio di
“master” e “slave” mediante un sistema
di controllo ed una unità di sincronizzazione. Attraverso tali dotazioni, il
sistema di controllo, oltre a realizzare
una sincronizzazione dei due elettrodi,
spesso necessaria affinché i due fili
vengano fusi nel medesimo bagno di
fusione e nella stessa atmosfera di gas
protettivo, minimizza gli effetti dell’instabilità derivanti dall’attrazione reciproca dei due archi ravvicinati.
Nell’ambito di un progetto di ricerca
europeo, parzialmente finanziato
dal Fondo di Ricerca per l’Acciaio
(RFS-CR-03049) [2], è stata condotta
un’indagine esplorativa al fine di ottimizzare le condizioni operative del processo STW per la realizzazione di giunti
di lamiere strutturali in acciaio di grado
S355.
Inoltre è stato effettuato un controllo
dell’integrità strutturale e metallurgica
dei giunti attraverso una caratterizzazione delle difettosità, una misura delle
distorsioni, analisi metallografiche e
prove meccaniche per la valutazione
della tenacità e del comportamento a
fatica.
Dall’analisi di confronto con i giunti
saldati ad arco (GMAW, SAW), sono
stati valutati i possibili benefici in
termini di miglioramento qualitativo dei
giunti STW ed i vantaggi in termini di
produttività derivanti dall’utilizzo del
processo in applicazioni strutturali, in alternativa alle attuali tecnologie ad arco.
grado S355 con spessori pari a 6 mm e
12 mm. La composizione chimica e le
principali proprietà strutturali dell’acciaio sono riportate nella Tabella I.
I giunti sono stati realizzati mediante
saldatura ad arco convenzionale
(GMAW, SAW) e STW utilizzando
come elettrodo il filo di diametro
1.2 mm (ESAB Autrod 12.64, Tab. II),
mentre come gas di protezione, previa
un’opportuna selezione, una miscela
Ar+8% CO2.
Nella Tabella II sono riportate le specifiche dell’elettrodo di consumo utilizzato.
Nel caso della saldatura SAW l’elettrodo
di consumo è stato un filo di diametro
3.25 mm (Oerlikon SD3) ed il flusso
OP121TT. La saldatura GMAW (singolo
filo) è stata realizzata presso l’Istituto
Tecnologico NIMR (Delft, NL), utilizzando un generatore digitale Migatronic
FLEX 4000 (inverter). La saldatura
SAW è stata realizzata da CORUS (Rotherham, UK) utilizzando un generatore
ESAB LAD 1400 con sistema di controllo ESAB A6.
Il processo STW
Una indagine sperimentale preliminare è
stata condotta mediante riporto di
cordoni su lamiera (bead on plate) con lo
scopo di determinare i principali parametri geometrici (Fig. 1) che influenzano il comportamento degli archi elettrici e la stabilità del processo.
La torcia tandem per la saldatura
MIG/MAG può essere configurata, a
seconda della scelta dei parametri geometrici, in diverse modalità come è schematicamente illustrato nella Figura 1.
Sperimentazione
L’attività sperimentale consiste nella
realizzazione di due tipologie di giunto
saldato: giunti a T e testa a testa di
lamiere strutturali in acciaio C-Mn di
TABELLA I - Composizione chimica nominale e proprietà meccaniche delle lamiere in acciaio di grado S355.
Acciaio
Grado S355
N° ident.
Spessore
(mm)
H4H10
H4H11
Composizione chimica %
Proprietà meccaniche
C
Mn
Si
S
P
Ceq
YS
MPa
UTS
MPa
Al
(%)
6
0.14
1.00
0.03
0.009
0.02
0.32
471
595
20
12
0.12
1.37
0.35
0.007
0.02
0.35
499
601
16
TABELLA II - Composizione chimica nominale e proprietà del filo ESAB Autrod 12.64 (φ =1.2 mm).
Classificazione
Composizione
AWS A5.18
ER70S-6
tipica
C
0.1
Mn
1.7
Si
Proprietà meccaniche
1
YS 525 MPa
UTS 595 MPa
allungamento 26 %
Charpy-V 90 J a
t = -20°C
Spaziatura centrale tra gli elettrodi (Z)
Lunghezza della punta di contatto (κ)
Stick-out (distanza della punta di contatto
dal pezzo di lavoro) (s)
Inclinazione punta di contatto principale
(leading) (α)
Inclinazione della punta di contatto
posteriore (trailing) (β)
Spaziatura delle punte di contatto (δ)
Figura 1 - Schema dei parametri geometrici della torcia tandem.
A seconda della spaziatura centrale tra
gli elettrodi (Z), l’inclinazione delle
punte di contatto (α , β), lo stick-out (s)
(distanza della punta di contatto dal
pezzo di lavoro), la spaziatura delle
punte di contatto (δ) possono essere
variati. Nella sperimentazione sono state
utilizzate torce tandem di differenti for-
(a)
nitori (CLOOS, ESAB, Fronius) con due
differenti geometrie come illustrato nella
Figura 2. Nel caso della torcia tandem
CLOOS e Fronius la configurazione
degli elettrodi è fissa (6 e 7 mm spaziatura delle punte di contatto con valore di
stick-out selezionato pari a 20 mm),
mentre nel caso della torcia tandem
ESAB la spaziatura delle punte di contatto può essere variata (tra 5 e 20 mm
con valore di stick-out selezionato pari a
20 mm).
Nel secondo caso, dopo alcune prove, è
stata selezionata la configurazione geometrica con la più ampia spaziatura delle
punte di contatto (20 mm). Le apparecchiature utilizzate per la saldatura STW
sono illustrate nella Figura 3.
Un esempio di modalità di trasferimento
del metallo nel processo tandem è mostrato nella Figura 4. È possibile notare
la tendenza di una migrazione del
metallo trasferito verso il centro del
(b)
Figura 2 - Differenti tipologie di torce tandem: (a) CLOOS con configurazione degli elettrodi fissa; (b) ESAB con configurazione degli elettrodi
variabile.
(a)
(b)
(c)
Figura 3 - Apparecchiature STW utilizzate: (a) Fronius (CORUS, Rotherham UK); (b) ESAB (KIMAB, Stockholm SW); (c) CLOOS (NIMR,
Delft NL).
333.0 ms
333.8 ms
334.2 ms
334.6 ms
335.4 ms
335.6 ms
336.2 ms
337.0 ms
Direzione saldatura
Figura 4 - Immagine ad alta velocità del processo STW con spaziatura delle punte di contatto corta (5-6 mm) utilizzando arco pulsato.
bagno fuso per l’effetto della forza di attrazione tra gli archi.
Nella saldatura STW, la spaziatura delle
punte di contatto (δ), combinata alla tipologia dell’arco (short, spray, pulsato,
pulsato con sincronizzazione) risultano
essere importanti sia per la stabilità dell’arco sia per la scelta dei parametri di
saldatura. Risulta infatti che, nel caso
della configurazione degli elettrodi fissa,
con δ=5÷6 mm (Fig. 2a), è raccomandata la saldatura ad arco pulsato per entrambi gli elettrodi.
Inoltre, un sensibile miglioramento in
termini di stabilità dell’arco e riduzione
degli spruzzi può essere realizzato con
archi pulsati combinati alla sincronizzazione antifase (Fig. 5a). Nel caso della
configurazione ad elettrodi variabile, selezionando una spaziatura delle punte di
contatto ampia (δ=20 mm), l’effetto di
attrazione risulta molto debole, pertanto
tutte le tipologie d’arco, anche in
assenza di sincronizzazione, possono
essere utilizzate raggiungendo in uguale
misura una ottima stabilità dell’arco e
del bagno fuso. Inoltre, bilanciando adeguatamente la pressione degli archi, lo
stick-out (s), l’inclinazione della punta
di contatto principale (α) e la velocità, è
possibile ottenere risultati soddisfacenti
in termini di penetrazione, distorsioni e
qualità del fuso.
I principali parametri geometrici ed
operativi, ottimizzati nelle condizioni di
spaziatura delle punte di contatto ampia
(δ> 15 mm) e spaziatura delle punte di
contatto corta (δ< 10 mm), sono riassunti nella Tabella III.
Lo stick-out (s) deve crescere con l’aumentare di (δ) passando da un valore di
20 mm nel caso di δ<10 mm ad un
valore massimo di 30 mm nel caso di
δ>15 mm; al di sopra di tale valore problemi d’instabilità possono sorgere nel
bagno di fusione. Un parametro operativo rilevante è la corrente massima raggiungibile che, nel caso di δ>15 mm,
risulta essere circa 100 A superiore a
quella nel caso di δ<10 mm (500 A
contro 400 A).
Realizzazione dei giunti di lamiere
strutturali
Per la realizzazione dei giunti di lamiere
in acciaio strutturale grado S355 mediante saldatura STW, sono state condotte una serie di prove variando alcune
condizioni operative, quali ad esempio la
tipologia dell’arco (short, spray, pulsato,
pulsato con sincronizzazione) e la velocità di saldatura, al fine di individuare le
condizioni ottimali in termini di stabilità
TABELLA III - Parametri geometrici ed operativi per le differenti tipologie di torce tandem.
Parametri o specifiche
Spaziatura delle punte di contatto δ
δ > 15 mm
δ < 10 mm
≤ 35º
≤ 25º
tutte le tipologie d’arco sono applicabili
combinazioni applicabili:
pulsato + pulsato; spray
+ spray; spray + pulsato
applicabile ma non necessaria
necessaria
stick-out s
≤ 30 mm
≤ 20 mm
corrente I
< 500 A
≤ 400 A
alta capacità di penetrazione
comparabile con MAG convenzionale
inclinazione della punta di contatto principale (α)
modalità di trasferimento del materiale d’apporto
sincronizzazione
penetrazione
(a)
(b)
Figura 5 - Processo STW con spaziatura delle punte di contatto corta (5-6 mm): andamento della tensione dell’arco pulsato sincronizzato;
(a) sincronizzazione antifase (180°); (b) sincronizzazione in fase.
di processo, penetrazione, riduzione
delle distorsioni e produttività.
Le condizioni operative ottimizzate per
la saldatura STW e ad arco convenzionale (GMAW, SAW) sono riportate nella
Tabella IV. Le lamiere di spessore 6 mm,
nella configurazione di giunto a T, sono
state saldate nelle condizioni di parziale
penetrazione (T fillet) ed a piena penetrazione.
Per i giunti testa a testa di spessore
12 mm, la preparazione dei lembi, schematicamente raffigurata nella Tabella
IV (cianfrino ad X avente spessore
al centro 3 mm e preparazione V a 60°
asimmetrica con 3 mm e 6 mm di profondità nei rispettivi lati), consente una
minimizzazione della distorsione ed il
raggiungimento di un’alta velocità di
saldatura.
Caratterizzazione e qualifica
meccanica dei giunti
Sono state condotte una serie d’indagini
volte alla caratterizzazione (esami radiografici, metallografia, misure di durezza)
ed alla qualifica meccanica (tenacità, resistenza a fatica) dei giunti saldati con la
tecnica STW al fine di valutarne l’integrità strutturale e le prestazioni. Come
riferimento di confronto sono state
inoltre caratterizzati e qualificati i giunti
realizzati con le tecniche ad arco convenzionali (GMAW, SAW).
Dai giunti sono state prelevate alcune
sezioni trasversali.
I saggi così campionati sono stati poi
sottoposti a preparazione metallografica
ed attacco chimico (Nital 3%). Nelle
Figure 6 (a) e (b) sono mostrate le macrografie del giunto testa a testa e del
giunto a T saldati STW.
TABELLA IV - Giunti di lamiere in acciaio strutturale grado S355. Condizioni operative utilizzate per la saldatura ad arco
convenzionale (GMAW, SAW) e saldatura a doppio elettrodo (STW).
Tipologia di giunto
Fillet weld (T joint)
6 mm thick
Butt joint 12 mm thick
Parametri di saldatura
Processo
di saldatura
Spaziatura
delle
punte di contatto δ
Tipologia
d’arco
velocità
(cm/min)
I
(A)
U
(V)
GMAW
---
pulsato
60
313
26
STW
δ >15 mm
pulsato+pulsato
non sincr.
140
370/372
33/37
STW
δ <10 mm
pulsato+pulsato
sincr. antifase
120
287/289
25/24
SAW
---
---
GMAW
---
pulsato
STW
δ >15 mm
pulsato+pulsato
non sincr.
STW
δ <10 mm
pulsato+pulsato
sincr. antifase
top
101
750
36
root
101
600
30
top
60
317
29
root
107
317
28
top
140
428/294
-/-
root
200
406/243
-/-
top
120
332/343
31/30
root
154
339/336
31/30
(a)
(b)
(c)
(d)
Figura 6 - Macrografia in sezione trasversale di giunti di lamiere strutturali in acciaio di grado S355 realizzati mediante saldatura STW: (a) giunto
testa a testa spessore 12 mm; (b) giunto a T a piena penetrazione spessore 6 mm + 6 mm; (c) microstruttura ZF; (d) microstruttura ZTA (CGHAZ).
La qualità della geometria del cordone di
saldatura e il livello delle difettosità
(livello di qualità B [3,4]) risultano accettabili per entrambi i giunti. Nelle
Figure 6 (c) e 6 (d) sono mostrate le microstrutture osservate in zona fusa (ZF)
ed in zona termicamente alterata (ZTA)
a grano grossolano (CGHAZ). La ZF
(Fig. 6c) mostra la presenza di ferrite
aciculare molto fine con ferrite Widmanstätten al bordo dei grani austenitici colonnari.
La CGHAZ (Fig. 6d) presenta invece
una microstruttura mista composta principalmente da bainite e ferrite aciculare.
Tali microstrutture sono simili a quelle
osservate nel processo di saldatura
GMAW.
Nella Tabella V sono riportati i risultati
della prova di durezza [5,6] effettuata sui
giunti a T. Si nota che, in entrambi i pro-
cessi di saldatura GMAW ed STW, la ZF
e la ZTA sono in condizione di “overmatching” (valori di durezza superiore
in zona fusa rispetto al materiale base)
con livelli di durezza in conformità
(valore max 245 HV 10 ) con i requisiti
previsti dalla normativa [5] (massimo
valore di durezza accettabile 380 HV10).
Per la valutazione della tenacità dei
giunti testa a testa sono state condotte
prove di resilienza su provetta Charpy-V
a varie temperature [7,8].
Nella Figura 7 sono mostrati gli andamenti dell’energia assorbita dalla ZF e
dalla ZTA in funzione della temperatura.
Dalla Figura 7 è evidente che non si
sono riscontrate significative differenze
tra le curve di resilienza dei giunti di tipo
GMAW (Fig. 7a) e STW (Fig. 7b).
Per la valutazione della resistenza a
fatica dei giunti sono state determinate le
curve Δσ – N (curva di Wöhler) [9].
Nelle curve Δσ – N mostrate nella
Figura 8 è indicato, come valore della resistenza a fatica, l’ampiezza della sollecitazione a 2⋅10 6 con probabilità di
rottura al 50%, e la curva di progetto con
pendenza K=3 e classe di riferimento
FAT 100 MPa(1).
In entrambi i casi di saldatura GMAW
e STW (Figg. 8a - 8b) le rispettive
pendenze (K=4) sono in conformità
con la curva di progetto e i valori di
resistenza a fatica, rispettivamente
150 MPa e 160 MPa, risultano superiori
al valore della classe di riferimento
(FAT 100).
(1)
Giunto di testa trasversale, angolo al piede di
saldatura ≤ 30°.
TABELLA V - Risultati della prova di durezza sui giunti a T di lamiere strutturali in acciaio di grado S355.
Misura di durezza
Schema indentazioni
Giunzione A
MB
Processo
saldatura
ZTA
ZF
Giunzione B
Radice
ZTA
ZF
Radice
N° HV10 N° HV10 N° HV10 N° HV10 N° HV10 N° HV10 N° HV10
GMAW
STW
Discussione
Nel processo STW, l’utilizzo delle
varie tipologie di arco dipende dalla
torcia tandem, a seconda della confi-
1
164
1
214
1
226
1
203
1
217
1
222
1
207
2
163
2
202
2
223
2
208
2
203
2
225
2
216
3
163
3
188
3
225
3
202
3
191
3
220
3
198
1
208
1
230
1
247
1
222
1
220
1
240
1
219
2
208
2
222
2
241
2
228
2
213
2
242
2
228
3
210
3
221
3
246
3
219
3
202
3
242
3
227
gurazione ad elettrodi variabile o fissa.
Nel primo caso, la spaziatura delle
punte di contatto ampia (δ> 15 mm)
consente un maggiore flessibilità nell’uso di short arc, spray arc ed arco
(a)
pulsato anche in assenza di sincronizzazione. Invece, nel secondo caso con
una spaziatura delle punte di contatto
corta (δ< 10 mm), la tipologia d’arco
viene ristretta solamente all’arco
(b)
GMAW
STW
ZF ZTA
Energia (J)
Energia (J)
ZF ZTA
Temperatura (°C)
Temperatura (°C)
Figura 7 - Curve di resilienza di giunti testa a testa di lamiere strutturali spessore 12 mm in acciaio di grado S355: (a) saldatura GMAW;
(b) saldatura STW.
(b)
STW
Ampiezza di sollecitazione Δσ MPa
GMAW
Ampiezza di sollecitazione Δσ MPa
(a)
Cicli a rottura Nt
Cicli a rottura Nt
Figura 8 - Curva Δσ - N di giunti testa a testa di lamiere strutturali spessore 12 mm in acciaio di grado S355: (a) saldatura GMAW;
(b) saldatura STW.
pulsato con l’uso della sincronizzazione, al fine di evitare l’instabilità reciproca degli archi per l’effetto dell’interazione tra i medesimi. La torcia
tandem con configurazione ad elettrodi fissa, inoltre, pone dei limiti importanti su alcuni parametri operativi
di saldatura. Risulta infatti che l’uso
dell’arco pulsato limita la velocità del
filo, mentre la spaziatura delle punte di
contatto corta limita l’intensità della
corrente con effetti sulla capacità di
penetrazione.
Nella saldatura di giunti a T e giunti
testa a testa di lamiere strutturali in
acciaio grado S355, di spessore 6 mm
e 12 mm rispettivamente, il processo
STW, per entrambe le tipologie di
torcia, può essere realizzato, a parità di
penetrazione, con una velocità di saldatura ed intensità di corrente superiore rispetto ai processi di saldatura
convenzionali (GMAW, SAW).
L’incremento della velocità, ed in
misura similare della corrente, non
comporta una variazione efficace dell’apporto termico. Nella Tabella VI, ad
esempio, sono riportati i valori dell’apporto termico valutati nei differenti processi di saldatura. Nel caso
del processo tandem, l’apporto termico
totale è stato calcolato come la somma
dei singoli apporti termici dei due fili
assumendo un’efficienza termica unitaria per entrambe le sorgenti.
Si nota che i valori dell’apporto
termico del processo STW, compresi
nell’intervallo 0.80 kJ/mm e
1.1 kJ/mm, risultano di poco superiori
ai valori del processo GMAW
(0.70 kJ/mm e 0.80 kJ/mm). Comunque, tale incremento nell’apporto
termico non comporta significative variazioni microstrutturali; risulta infatti,
sia in ZF sia in ZTA, una microstruttura mista con ferrite aciculare prevalente (Fig. 6), tipica del processo
GMAW.
Una comparazione tra la produttività
del processo di saldatura ad arco convenzionale (GMAW, SAW) e del processo di saldatura STW nelle due tipologie di torcia tandem (spaziatura
delle punte di contatto δ<10 mm e
δ>15 mm) è stata condotta mettendo a
confronto la velocità di saldatura e la
quantità di materiale d’apporto
(Fig. 9).
La comparazione ha reso evidente una
maggiore produttività del processo
STW rispetto ai processi ad arco convenzionale. Infatti, la velocità di saldatura del processo STW, 170 cm/min e
140 cm/min rispettivamente per i
giunti testa a testa e a T, risulta circa il
50% superiore rispetto al processo
GMAW, 83 cm/min e 60 cm/min.
Inoltre, considerando la velocità di deposizione del filo, superiore anch’essa
di circa il 50%, nel processo STW si
può raggiungere un incremento della
produttività dal 50% sino al 100% rispetto ai processi ad arco convenzionali.
La condizioni operative della saldatura
STW, ottimizzate per una maggiore
produttività, hanno consentito, comunque, di mantenere un livello di qualità
ed integrità strutturale dei giunti, comparabile con quello dei giunti saldati
GMAW, SAW. Inoltre, sono state misurate significative riduzioni delle distorsioni associate al processo di giunzione. Infine, la resistenza a fatica dei
giunti realizzati STW risulta in conformità con la classe di riferimento
(giunto testa a testa, FAT 100).
Conclusioni
Nel processo di saldatura STW la tipologia di torcia tandem, a seconda della
configurazione degli elettrodi variabile
o fissa, è risultata importante per l’utilizzo dei vari tipi di arco. Nel primo
caso, la spaziatura delle punte di contatto ampia consente un maggiore flessibilità nell’uso di short arc, spray arc
ed arco pulsato, anche in assenza di
sincronizzazione. Invece, nel secondo
caso con spaziatura delle punte di contatto corta, la tipologia d’arco viene ristretta solamente all’arco pulsato con
l’uso della sincronizzazione.
TABELLA VI - Valutazione dell’apporto termico per i differenti processi di saldatura.
Apporto Termico
Tipologia di giunto
a T ( 6 mm)
Processo di saldatura
velocità (cm/min)
I
(A)
U
(V)
Q
(kJ/mm)
GMAW
60
313
26
0.81
STW δ>15 mm
140
370/372
33/37
1.11
STW δ<10 mm
120
287/289
25/24
0.70
top
101
750
36
1.60
root
101
600
30
1.07
top
60
317
29
0.92
root
107
317
28
0.50
top
120
332/343
31/30
1.03
root
154
339/336
31/30
0.80
SAW
testa a testa (12 mm)
GMAW
STW δ<10 mm
Velocità di saldatura (cm/min)
(a)
(b)
200
SAW
GMAW
STW δ < 10 mm
STW δ > 15 mm
180
160
140
120
100
80
60
40
Giunto a T (6 mm)
Giunto testa a testa (12 mm)
Velocità di deposizione del filo ( kg/h)
GMAW
STW δ < 10 mm
STW δ > 15 mm
15
10
5
0
Giunto a T (6 mm)
Giunto testa a testa (12 mm)
Figura 9 - Confronto della produttività dei processi di saldatura ad arco utilizzati per la realizzazione di giunti di lamiere in acciaio S355: (a) velocità di saldatura; (b) velocità di deposizione del filo (densità del filo 7800 kg.m-3).
I risultati ottenuti nella realizzazione
di giunti di lamiere in acciaio strutturale S355, hanno mostrato che il processo STW è una tecnologia efficace
per aumentare di circa il 50% sia la velocità di saldatura, a parità di penetrazione, sia la quantità di metallo depositato rispetto alla saldatura GMAW
con un apporto termico poco superiore, ma relativamente contenuto
(1 kJ/mm). Tali condizioni operative
hanno consentito, comunque, di mantenere un livello di qualità (livello B)
ed integrità strutturale dei giunti, comparabile con quello dei giunti saldati
GMAW, SAW, nonché significative riduzioni delle distorsioni. Inoltre,
anche la resistenza a fatica dei giunti
realizzati STW risulta in conformità
con la classe di riferimento (giunto
testa a testa, FAT 100).
In generale, i risultati ottenuti hanno
confermato che il maggior beneficio
derivante dall’utilizzo della tecnica
STW è quello dell’incremento della
produttività (dal 50% fino al 100%)
associato ad una riduzione delle deformazioni, senza produrre peggioramenti nel comportamento meccanico
del giunto in confronto ai processi tradizionali.
Bibliografia
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Genova.
Thomson A., Fersini M.: «Improving the competitiveness of the european
steel fabrication industry using Synchronised Tandem Wire Welding technology - SYNFAB», RFS-CR-03049 Final Report to be published (2006).
UNI EN ISO 6520-1 (2001).
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UNI EN 1043-1 (1997).
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UNI EN 875 (1997).
IIW Recommendations on fatigue of welded components, IIW XII/1539/95,
XV/845/95 (1995).
Maurizio FERSINI, laureato in Fisica - indirizzo Fisica dello Stato Solido presso l’Università degli Studi di Roma “La Sapienza”, dal 1990 lavora
presso il Centro Sviluppo Materiali S.p.A. di Roma con l’incarico di Responsabile della Funzione Tecnologia della Giunzione. International Welding Engineer, nel 1998 ha conseguito, presso il Politecnico di Vienna, il diploma di
European Laser Engineer. Nel 2002 ha conseguito un Master presso l’ICSIM Istituto per la Cultura e la Storia d’Impresa “Franco Momigliano” - sulle
problematiche che caratterizzano il settore della siderurgia (2002). Responsabile di numerosi progetti di ricerca sia nazionali che internazionali ha acquisito esperienze nel campo della saldatura, dei controlli non distruttivi, della
metallurgia e delle proprietà meccaniche dei giunti saldati.
Susanna MATERA, ha conseguito Laurea in Fisica, indirizzo Struttura della
Materia, nel 1989 presso l’Università “La Sapienza” di Roma e lavora come
Ricercatore presso il Centro Sviluppo Materiali S.p.A. di Roma dal 1990. La
sua esperienza lavorativa è stata nel campo della microscopia elettronica a
trasmissione applicata allo studio fondamentale dei materiali metallici e ceramici e della metallurgia fisica degli acciai al carbonio. Attualmente lavora
nel campo delle tecnologie e metallurgia della saldatura degli acciai e dei
materiali metallici.
Corso di qualificazione ad International Welding
Specialist
Genova 2008-2009
L’ISTITUTO ITALIANO DELLA SALDATURA terrà presso la propria sede di Genova, tra il
2008 ed il 2009, un corso completo per International Welding Specialist, con struttura
modulare, condensando le lezioni nell’arco di una settimana al mese a tempo pieno.
La formula ha riscosso nel recente passato il gradimento del pubblico, poiché consente di limitare temporalmente l’impegno mensile garantendo, al tempo stesso, condizioni ideali all’apprendimento.
Requisiti di ingresso
Per chi desideri accedere alla qualificazione finale da IWS sono possibili due alternative:
- avere un Diploma di scuola Professionale della durata di 3 anni, abbinato ad un’esperienza lavorativa di almeno 2 anni (con età minima di 20 anni) oppure
- avere un Diploma di scuola Professionale, con esperienza lavorativa di almeno 3 anni
(con età minima di 22).
Calendario delle lezioni e sede di svolgimento
Il Corso è strutturato su tre Parti consecutive che trattano cinque materie, di cui quattro di carattere teorico ed una di carattere pratico.
Le lezioni saranno svolte a tempo pieno, secondo il seguente calendario:
-
Parte I
Parte II
Parte III
dall’8 al 12 Settembre 2008
dal 6 al 10 Ottobre 2008
dal 3 al 7 Novembre 2008
dal 12 al 16 Gennaio 2009
dal 9 al 13 Febbraio 2009
dal 9 al 13 Marzo 2009
Sede di svolgimento del Corso sarà la Sede dell’IIS di Genova, in Lungobisagno Istria, 15.
Orario delle lezioni
Il Corso sarà svolto con orario 9:00 ÷ 18:00, ad eccezione delle giornate di Lunedì (orario
14:00 ÷ 18:00) e di Venerdì (orario 9:00 ÷ 13:00), per consentire agli allievi di raggiungere la
sede del Corso senza spostamenti festivi.
Conseguimento del Diploma
Gli esami finali potranno essere tenuti nelle date programmate e tabulate nell’Attività Didattica
2008 con una quota di iscrizione di 425,00 € (+ IVA).
Informazioni
Per ulteriori informazioni è possibile rivolgersi all’Istituto Italiano della Saldatura - Lungobisagno Istria 15, 16141 Genova - Divisione Formazione (www.formazionesaldatura.it),
al numero 010 8341371 (fax 010 8367780), oppure all’indirizzo di posta elettronica
[email protected].
Iscrizioni
Le iscrizioni dovranno pervenire entro il 29 Agosto 2008. Dato il limitato numero di posti, costituirà criterio preferenziale la data di iscrizione.
Quote di iscrizione
La quota di partecipazione al Corso, comprensiva del pranzo presso la mensa dell’IIS e della
collana completa delle pubblicazioni è pari a 4.225,00 € (+ IVA), da corrispondersi mediante
Bonifico bancario sul conto corrente Banca Popolare di Milano (IBAN IT 31 I 05584 01400
000000004500), intestato all’Istituto Italiano della Saldatura.
Esperienze nell’ispezione e nella
manutenzione di serbatoi di stoccaggio
di prodotti petroliferi
(°)
F. Bresciani *
F. Peri *
Sommario / Summary
La gestione dei parchi serbatoi atmosferici per lo stoccaggio di
prodotti petroliferi sta assumendo in questi ultimi anni un notevole interesse sia per una maggiore attenzione posta alle problematiche ambientali, sia per mantenere in efficienza e/o adeguare agli attuali standard di sicurezza dei siti di stoccaggio in
esercizio ormai da molti anni.
Dal punto di vista puramente tecnico, la gestione delle attività
ispettive e manutentive non riveste particolari problematiche.
Tuttavia, soprattutto se si interviene su serbatoi di grossa capacità, i costi derivanti dalle opere di bonifica e di smaltimento,
nonché quelli derivanti dagli interventi di manutenzione, sono
spesso assai elevati proprio per le dimensioni in gioco. Si
capisce, quindi, l’importanza di una accurata pianificazione
nel tempo degli interventi ispettivi e manutentivi, che coniughi
la sicurezza alle necessità operative dei siti di stoccaggio.
Allo stesso modo, solo una ispezione “efficace”, condotta da
personale adeguatamente preparato e supportata da tecniche
strumentali adeguate, consente di definire in modo esaustivo
un programma di manutenzione che permetta di conciliare il
contenimento dei costi con l’affidabilità futura del componente, riducendo il rischio di “varianti” in corso d’opera che
non fanno altro che allungare i tempi di fuori esercizio del serbatoio.
In these years storage tank farm management is becoming of
(°) Memoria presentata alle Giornate Nazionali di Saldatura 4
- Workshop: “Affidabilità degli impianti” - Genova, 25-26
Ottobre 2007.
* Istituto Italiano della Saldatura - Genova.
interest taking into account the environment increased sensitiveness and to guarantee a proper efficiency of old sites, according to the actual standards.
From a technical point of view, inspection and maintenance
management doesn't give particular difficulties but, when a
big tank is involved, the costs for remediation, dismantling
and for maintenance activities become important. This reason
justifies the need of a precise planning for inspection and
maintenance activities, as balance between safety and operating requirements.
An efficient inspection, performed by skill personnel and supported by adequate instrumentation, allow to define an exhaustive maintenance program which permits to balance a
cost reduction with the future reliability of the component, reducing the risk of unpredicted out of service.
Keywords:
API; EEMUA; in service operations; maintenance; non-destructive testing; oil industry; remanent life; risk-based inspection; risk evaluation; standards; storage tanks.
F. Bresciani e F. Peri - Esperienze nell’ispezione e nella manutenzione di serbatoi di stoccaggio di prodotti petroliferi
Panorama normativo
Allo stato attuale non esiste alcun regolamento legislativo nazionale che definisca scadenze e modalità esecutive per
l’ispezione di serbatoi atmosferici.
In quanto parte di attività industriali “a
rischio di incidente rilevante”, anche i
parchi di stoccaggio sono oggetto di obblighi di prevenzione secondo il D.L.
17/08/99 n. 334, in attuazione della Direttiva 96/82/CE (Seveso II).
Conseguentemente, dovendo affrontare
problematiche di ispezione e di manutenzione di serbatoi, è necessario riferirsi alla normativa internazionale e, a tal
proposito, due sono i documenti più noti
ed esaustivi:
• API 653 (revisione più recente: 3ª
edizione - 2001, con addendum
1-2003 e addendum 2-2005): “Tank
Inspection, Repair, Alteration and Reconstruction”
• EEMUA Publication n. 159 (revisione più recente: 3ª edizione - 2003):
“User’s Guide to the Inspection,
Maintenance and Repair of Above
Ground Vertical Cylindrical Steel
Storage Tanks”.
Entrambi gli standards forniscono indicazioni precise in merito ai seguenti argomenti:
• pianificazione delle ispezioni;
• modalità esecutive delle ispezioni;
• valutazione dei risultati delle ispezioni e verifica dell’accettabilità dei
danneggiamenti riscontrati;
• interventi manutentivi (riparazioni
locali, sostituzione di elementi,
grandi modifiche, ecc.).
Il documento API 653, sicuramente più
noto agli utenti del settore, ha un approccio maggiormente prescrittivo, tipico
della mentalità americana; in poche
pagine viene chiaramente definito quello
che si deve fare sia nella fase di ispezione sia nella successiva manutenzione
meccanica.
Il documento EEMUA 159, di matrice
europea ( Engineering Equipment and
Materials Users Association), è sicura-
mente più corposo in quanto affronta
anche argomenti, quali, ad esempio, le
tecniche strumentali più adeguate per l’ispezione, la protezione catodica, la verniciatura, la pianificazione delle ispezioni mediante metodologie RBI, per i
quali API 653 rimanda ad altri testi
sempre facenti parte del pacchetto normativo API (rispettivamente, API RP
575, API RP 651, API RP 652, API STD
2000, API 581).
Il documento europeo ha il vantaggio di
essere maggiormente descrittivo e didattico sulle varie tematiche, proponendo
anche esempi pratici.
In assenza di precise disposizioni
cogenti, a tali documenti fanno ampio riferimento le procedure interne in uso
presso i maggiori gruppi industriali, nazionali ed esteri. Per quanto vi sia ampia
concordanza sulle filosofie generali, tra i
due testi vi sono alcune differenze nelle
prescrizioni, in particolare a riguardo
della valutazione dei risultati dell’ispezione e dell’accettabilità di certi danneggiamenti.
Pertanto, in generale è consigliabile scegliere uno dei due approcci e seguirlo in
tutti i suoi aspetti.
La costruzione di nuovi serbatoi è oggi
meno frequente; tuttavia, è utile citare i
principali riferimenti normativi, in
quanto non di rado ci si ritrova ad affrontare rifacimenti completi di serbatoi o,
comunque, modifiche molto significative (ad esempio, rifacimenti di fondi,
trasformazioni di serbatoi da tetto fisso a
tetto galleggiante o viceversa, inserimento di doppi tetti, rifacimenti di mantelli, ecc.).
A tal proposito, il documento sicuramente più noto ed utilizzato è lo standard API 650 (edizione più recente: 10ª
edizione - 1998, con addendum 1 - 2000
e addendum 2 - 2001): “Welded Steel
Tanks Oil”.
Per i serbatoi soggetti a leggera sovrapressione, il riferimento è lo Standard
API 620 (edizione più recente: 10ª edizione - 2002): “Design and Construction
of Large, Welded, Low Pressure Storage
Tanks”.
È da segnalare che nel Febbraio 2006
è stata pubblicata anche la norma
UNI EN 14015 che cita così:
“Specifiche per la progettazione e la fabbricazione di serbatoi di acciaio, costruiti in sito, verticali, cilindrici, a
fondo piatto, sopra suolo, saldati, per
liquidi a temperatura ambiente e superiore”.
La norma copre tutti gli aspetti di progettazione, di costruzione e di controllo
qualità trattati in API 650.
Il documento, sebbene non tradotto in
italiano, può rappresentare un importante riferimento nelle prescrizioni
tecnico-contrattuali per la costruzione o
l’esecuzione di grandi lavori su serbatoi
di stoccaggio atmosferici siti in territorio
italiano o europeo.
Al di là di alcune differenze nelle prescrizioni progettuali, meglio apprezzabili dagli addetti ai lavori, l’impiego di
questa norma presenta il non piccolo
vantaggio di fare riferimento in tutti gli
aspetti alla filiera delle normative
europee e, quindi, nazionali (ad
esempio, classificazione dei materiali
base, qualificazione dei processi di saldatura, qualificazione del personale
addetto alla saldatura e al controllo,
criteri di accettabilità dei controlli strumentali, ecc.). Ovviamente, né API 650
né UNI EN 14015 trattano l’argomento
della gestione dei serbatoi durante il loro
esercizio.
Tipologie di ispezione
Sia API 653 che EEMUA 159 concordano nell’individuare le seguenti differenti tipologie di ispezione da svolgersi
nel corso della vita del serbatoio:
a) ispezione routinaria
b) ispezione visiva da esterno
c) ispezione spessimetrica da esterno
d) ispezione interna.
Le prime tre tipologie di ispezione sono
svolte durante l’esercizio del serbatoio,
mentre, ovviamente, l’ispezione interna
prevede la messa fuori servizio del componente e la possibilità di accesso al suo
interno in condizioni di piena sicurezza
per il personale.
Non vi è sovrapposizione tra queste
ispezioni in quanto ognuna ha una sua
precisa finalità e prevede un differente
grado di dettaglio.
L’ispezione routinaria, da prevedersi con
cadenza mensile (API 653) o trimestrale
(EEMUA) e, comunque, ad intervalli
temporali ristretti, è condotta dal personale del sito e ha lo scopo principale di
individuare importanti danneggiamenti
che potrebbero mettere rapidamente in
crisi il serbatoio (ad esempio, trafila-
menti di prodotto, importanti deformazioni del mantello, cedimenti rilevanti
della fondazione, ecc.), tali da richiedere,
comunque, l’intervento di personale
esperto per una ispezione più dettagliata.
Le verifiche del buon funzionamento di
accessori vitali per l’esercizio del serbatoio (ad esempio, la pulizia delle valvole
di sfiato, il corretto allineamento del
sistema scala basculante binario, l’aderenza della guarnizione di tenuta al mantello, ecc.) sono ulteriori compiti del
personale addetto a questa ispezione.
L’ispezione visiva da esterno, spesso abbinata per semplicità all’indagine spessimetrica, sempre da esterno, sul mantello
e sul tetto del serbatoio, è condotta, con
cadenza più ampia (max 5 anni) da personale esperto (a tal proposito, API 653
individua la figura del “Authorized Inspector”, adeguatamente addestrato e
qualificato secondo uno schema predefinito).
L’indagine deve avere un grado di dettaglio decisamente superiore all’ispezione
routinaria, deve coinvolgere tutti i componenti del serbatoio accessibili e deve
essere rapportata mediante apposite
“check lists”.
Unitamente ai risultati dell’indagine
spessimetrica, gli esiti dell’esame visivo
contribuiranno a definire lo stato di conservazione del serbatoio, individuando
una serie di interventi di manutenzione,
alcuni dei quali potranno essere svolti
con il serbatoio in esercizio, mentre altri
necessariamente saranno effettuati a
seguito della sua periodica messa fuori
servizio.
Questi tipi di indagine, che non comportano problemi per l’operatività del serbatoio, servono, quindi, anche a poter programmare con buon anticipo i lavori da
effettuarsi per il mantenimento del serbatoio.
L’ispezione da interno ha ovviamente lo
scopo principale di verificare le condizioni del fondo del serbatoio, con particolare riferimento alla presenza di fenomeni corrosivi in corso.
Da non trascurare, però, l’opportunità di
valutare lo stato di conservazione generale delle superfici interne dell’involucro
(mantello-tetto), delle strutture portanti
dei tetti fissi e di tutti gli accessori
interni il cui malfunzionamento potrebbe inficiare l’esercizio futuro del serbatoio (ad esempio, drenaggi del fondo,
dreno articolato del tetto, consistenza dei
puntoni di sostegno dei tetti galleggianti,
ecc).
Le normative già citate e le procedure
interne delle principali Società concordano nel sottolineare l’importanza e la
peculiarità di queste differenti forme di
ispezione.
In nessun documento si cita la possibilità di evitare l’ispezione interna di un
serbatoio.
Metodologie di indagine non invasive
(quali, ad esempio, emissione acustica,
prova con gas traccianti, prove a depressione, rilievi spessimetrici sul fondo mediante strumentazioni robotizzate, ecc.)
contribuiscono, unitamente alle ispezioni visiva e spessimetrica già citate, a
gestire in sicurezza il componente nel
corso del suo esercizio, semmai ritardandone la sua apertura nel caso di esito positivo, ma non possono essere considerate sostitutive dell’ispezione da interno
che ha un ben superiore grado di dettaglio e coinvolge tutti gli elementi che
compongono il serbatoio e lo fanno funzionare.
Programmazione delle ispezioni
La cadenza con la quale devono essere
svolte le ispezioni sui serbatoi di stoccaggio può essere stabilita mediante:
a) intervalli “prefissati”, eventualmente
differenziati sulla base del tipo di serbatoio in oggetto (tetto fisso o galleggiante), del tipo di prodotto contenuto, più o meno aggressivo, delle
condizioni climatiche del sito (climi
umidi, temperati, secchi);
b) intervalli “flessibili” che possono
essere calcolati mediante due differenti approcci:
- Approccio di tipo deterministico,
ovvero basato sulla vita residua
del componente
- Approccio probabilistico, basato
sulla valutazione del rischio (metodologia RBI).
La scelta di ispezionare i serbatoi ad intervalli di tempo “prefissati” viene progressivamente abbandonata in quanto ritenuta eccessivamente conservativa e,
comunque, rigida poiché non consente
di programmare con gradualità gli interventi ispettivi e, di conseguenza, i relativi investimenti economici, creando
spesso, anche problemi di operatività ai
siti.
L’adozione di metodologie che permettono di definire intervalli “flessibili”
premia l’efficacia delle ispezioni svolte e
la bontà degli interventi manutentivi
messi in atto, consentendo, così, di distribuire con maggiore elasticità le ispezioni nel corso di un determinato
periodo di tempo.
API 653 adotta un approccio di tipo deterministico, basato sulla valutazione
della vita residua del fondo, per la determinazione delle cadenze delle ispezioni
da interno, del mantello e per quelle
delle ispezioni da esterno, visiva e spessimetrica.
Ovvero, utilizzando il rateo di corrosione calcolato sulla base dell’attuale
ispezione, si determina il periodo di
tempo necessario a raggiungere un
valore minimo di spessore che è predefinito nel caso del fondo, mentre è calco-
R.B.I. - Risk Based Inspection
API 653
API STD 653
TANK INSPECTION, REPAIR, ALTERATION AND
RECONSTRUCTION
PROCEDURA DETERMINISTICA in cui la programmazione dell’ispezione è valutata
con un approccio di VITA RESIDUA ovvero riferendosi ad uno spessore minimo
residuo pari a 0.1 in, pertanto la norma non considera le CONSEGUENZE AMBIENTALI.
MRT = (Minimum of RTbc or RTip ) - Or (StPr +UPr )
MRT (Minimum remaining thickness) - spessore minimo residuo alla fine dell’intervallo Or
RTbc -
spessore minimo residuo lato fondazione dopo riparazione
RTip -
spessore minimo residuo lato prodotto dopo riparazione
Or
intervallo temporale (anni) per la successiva ispezione
-
StPr UPr
-
massimo rateo di corrosione lato prodotto
massimo rateo di corrosione lato fondazione
Intervallo massimo per la successiva ispezione interna pari a:
• 20 anni in caso di conoscenza del grado di danneggiamento;
• 10 anni in assenza di dati ispettivi.
Il RATEO DI CORROSIONE non è influenzato dal tipo di ispezione condotta.
lato come il minimo ammissibile ai fini
della stabilità al peso del fluido stoccato
nel caso del mantello.
Nella valutazione si tiene conto degli interventi manutentivi effettuati, individuando lo spessore residuo minimo sulla
base delle riparazioni effettuate e/o modificando o azzerando i ratei di corrosione, ad esempio, nel caso di verniciatura o di messa in opera di sistemi di
protezione catodica.
La metodologia di calcolo è assai semplice ma evidenzia alcuni limiti.
In primis, se non si dispone di dati sufficienti per determinare il rateo di corrosione in modo sufficientemente affidabile, la valutazione non è fattibile.
Poiché in API 653 non vengono indicati
i requisiti per una ispezione visiva e
spessimetrica efficace, la scelta è lasciata libera; è ovvio, però, che l’impiego di dati, scarsi o poco affidabili,
può portare a risultati sbagliati o troppo
conservativi.
La valutazione è tanto più affidabile
quanto maggiore è la quantità di dati
spessimetrici disponibile per determinare i ratei di corrosione, lato prodotto e
lato fondazione; l’esecuzione di rilievi
spessimetrici fitti, ubicati nella stessa
posizione nel corso delle successive
ispezioni o, tanto meglio, l’esecuzione di
un controllo a flusso magnetico disperso
che copre tutta la superficie del fondo,
soddisfano tale esigenza.
Ad ogni modo, l’approccio deterministico proposto in API 653, per il fatto di
limitarsi alla sola determinazione della
vita residua di fondo e mantello, non
considerando l’efficacia delle ispezioni
svolte e trascurando gli altri fattori al
contorno, nella maggior parte dei casi
non consente di ottimizzare le cadenze
degli interventi ispettivi.
Implicitamente, la norma riconosce tali
limitazioni.
Infatti, da un lato, fissa una cadenza
massima di 10 anni nel caso in cui non
sia conosciuto il rateo di corrosione e,
comunque, di 20 anni per l’ispezione da
interno; dall’altro, per poter modificare
tali cadenze, consente l’applicazione dei
più recenti approcci di tipo probabilistico, basati sulla valutazione del rischio
(RBI).
La procedura più nota e consolidata per
un approccio di tipo probabilistico
basato sul rischio è quella proposta nella
norma API 581 “Risk - Based Inspection
- Based Resource Document, Appendix
O - Above Ground Storage Tanks (revisione più recente: revisione 6 - 2006).
Senza entrare in dettaglio, l’analisi viene
condotta mediante la valutazione dei
principali fattori che possono influire
sulla probabilità di danno, riferito al
fondo e al mantello, e sulla entità delle
conseguenze che esso potrebbe comportare.
Attraverso la conoscenza generale delle
problematiche del deposito, la raccolta
dei dati storici relativi alle modalità costruttive, ai risultati di precedenti ispezioni ed agli interventi di manutenzione
messi in atto (e nel caso questi fossero
non sufficienti, anche attraverso una preliminare ispezione visiva esterna dell’intero sito di stoccaggio) si elaborano i
dati rilevati e si determinano, per ogni
singolo serbatoio, la probabilità di danno
e le conseguenze che ne potrebbero derivare.
La procedura prevede due differenti metodologie di valutazione.
Nella forma “qualitativa”, sicuramente
più semplice e rapida, la combinazione
dei risultati ottenuti fornisce una matrice
di rischio con differenti categorie di
rischio; ad ogni serbatoio viene attribuita
una categoria e, pertanto, nel caso di più
componenti analizzati, è possibile “classificarli” come a maggior o minor
rischio.
Nella forma “quantitativa (o numerica)”,
più complessa ma anche più dettagliata,
sia la probabilità di danno che l’entità
della conseguenza (costi derivanti dall’impatto ambientale del danno, per il
fuori esercizio del serbatoio, per gli interventi di riparazione) vengono determinate mediante formulazioni matematiche.
Il serbatoio non viene, quindi, inserito in
categorie, come nell’approccio qualitativo, ma gli viene attribuito un numero
preciso che rappresenta il rischio, quale
prodotto della probabilità di danno per la
conseguenza derivante.
È ovvio, quindi, che la capacità di discriminare tra diversi componenti viene incrementata.
Indipendentemente dall’approccio
scelto, l’intervallo per la prossima ispezione viene determinato stabilendo un
livello di rischio massimo da non superare; tale limite è proposto nella procedura ma può essere anche modificato
sulla base delle decisioni dell’utente del
sito.
EEMUA 159 propone una sua procedura
che può essere definita di tipo “speditivo”, basata sull’utilizzo di questionari
predefiniti.
L’approccio qualitativo è mirato alla valutazione della vita residua del componente che, però, a differenza di quanto
previsto in API 653, viene modificata
utilizzando fattori di credito o di debito
che tengono conto dell’efficacia delle
ispezioni svolte, della qualità ed entità
degli interventi manutentivi, della locazione del sito e di altri fattori che
possono concorrere ad aumentare o diminuire il rischio di avarie.
La metodologia proposta è sicuramente
rapida ma meno dettagliata rispetto ad
API 581; ha tuttavia il pregio di prendere
API 581
API - RISK BASED INSPECTION
METODOLOGIA
FORMA NUMERICA:
valutazione dell’impatto
ambientale e quindi finanziario
[$/anno]
FORMA QUALITATIVA:
definizione del rischio
mediante categorie
L
O
F
Istituto Italiano della Saldatura
ENTE MORALE
COF
in considerazione, come elementi del
serbatoio potenzialmente critici, non
solo il fondo e il mantello ma anche il
tetto.
Indipendentemente dal tipo di approccio, la metodologia dell’ispezione basata
sul rischio, proposta nei documenti API
BRD 581 e EEMUA 159, può essere
considerata un valido strumento per la
pianificazione delle attività ispettive e
manutentive.
Tuttavia, l’applicazione di queste procedure richiede informazioni quanto più
dettagliate sulle modalità di costruzione
e di esercizio, sui risultati delle ispezioni
e sugli interventi manutentivi; inoltre, la
pianificazione non può essere statica ma
deve essere periodicamente aggiornata
per prendere atto degli interventi svolti.
Diventa, quindi, di fondamentale importanza l’elaborazione dei dati e una loro
corretta archiviazione.
Da questo punto di vista anche il personale in sito, addetto alla gestione ispettiva e manutentiva dei serbatoi, deve
essere adeguatamente addestrato per
poter meglio apprezzare i fattori che
concorrono alla pianificazione, ad
esempio, scegliendo le tecniche ispettive più adeguate ed efficaci, provvedendo ad una accurata registrazione
degli interventi manutentivi effettuati ed
elaborando i dati in modo che possano
essere poi utilizzati nel corso delle valutazioni.
Modalità esecutive delle
ispezioni
Alcuni, fortunatamente sempre di meno,
continuano a ritenere che l’ispezione di
un serbatoio atmosferico si debba limitare alla semplice esecuzione di rilievi di
spessore e ad un frettoloso sopralluogo
mirato ad escludere danneggiamenti macroscopici.
Tale preconcetto si scontra decisamente
con i dettami delle normative già citate
in precedenza ma, soprattutto, con il
buon senso tecnico ed economico che, al
contrario, invita ad approfittare dei brevi
periodi di messa fuori servizio dei serbatoi per approfondire, anche con l’ausilio
di adeguate tecniche strumentali, il loro
stato di conservazione.
Solo in questo modo si potranno mettere
in atto i necessari interventi e ridurre
così il rischio di futuri malfunziona-
IMPOSTAZIONI DELL’ANALISI
RACCOLTA DOCUMENTAZIONE:
Disegni di progetto
Relazioni di calcolo
Verbali di calibrazione
Verbali ispezione e manutenzione
Rapporti di sicurezza
Manuale operativo
Definizione dei costi unitari
ANALISI RBI
SOPRALLUOGO IN CAMPO:
Ricostruzione dati mancanti
Verifica dei dati raccolti
Verifica generale stato di
conservazione esterno
PROGRAMMA DI
ISPEZIONE O
PRIORITÀ DI
INTERVENTO
menti che obblighino ad una nuova
fermata del componente.
Ad avvalorare tali considerazioni, nell’ambito della pianificazione delle scadenze delle future ispezioni, la norma
API 581 suddivide le ispezioni sulla
base della loro efficacia; le indagini
svolte saranno tanto più efficaci quanto
più saranno state in grado di individuare
il reale stato di danneggiamento dei
singoli elementi del serbatoio.
Una ispezione efficace costituisce,
quindi, un credito che va ad influire positivamente sul livello di rischio e,
quindi, consentirà di prevedere un
periodo di esercizio più lungo.
Ovviamente, poiché l’efficacia aumenta
quanto più le tecniche applicate sono
avanzate ed estese, e, pertanto, onerose,
sarà necessario stabilire un giusto equilibrio tra costi e benefici.
Tuttavia, se si riflette sulla entità dei
costi indotti dal fuori servizio, dalle
opere di bonifica e di messa in sicurezza
e, poi, di manutenzione, soprattutto nel
caso di componenti di elevata capacità e
quindi di grandi dimensioni, i costi derivanti da una ispezione, quanto meno accurata, sono ben poca cosa.
Fortunatamente, i gestori di siti produttivi e di stoccaggio, di maggior rilevanza
a livello nazionale ed internazionale,
stanno prendendo atto di questa situazione, almeno stando alle prescrizioni riportate nelle loro procedure.
Ritornando alle tecniche ispettive, è indubbio che un esame visivo accurato sia
fondamentale per stabilire lo stato di
conservazione del componente.
L’affidabilità dell’indagine è legata principalmente a due fattori:
a) l’esperienza e la qualificazione del
personale addetto;
b) le condizioni di pulizia delle superfici
da indagare e di illuminamento all’interno del componente.
L’esame visivo deve coinvolgere tutti gli
elementi costituenti il serbatoio.
È ovvio che grande rilevanza sia data
alla valutazione delle condizioni del
fondo, del mantello e del tetto per l’importanza che un buono stato di conservazione di questi elementi assume dal
punto di vista della affidabilità al servizio dell’involucro.
Tuttavia, la verifica di tutti quegli accessori che possono compromettere la
futura funzionalità del componente è altrettanto significativa (ad esempio,
organi di respirazione, drenaggi del
fondo e del tetto, guarnizioni di tenuta,
serpentini di riscaldamento, scale basculanti, ecc). Le norme, sia API 653 che
EEMUA 159, propongono dettagliate
“check lists” che servono a guidare l’ispezione in modo da non trascurare
l’esame di nessun elemento.
Nel caso di corrosioni accentuate e/o di
deformazioni localizzate, l’esame visivo
deve essere integrato da rilievi dimensionali di queste anomalie (viene rilevato,
ad esempio, il profilo della zona corrosa
tramite profilometro e vengono registrate area e profondità massima).
L’ispezione visiva deve indirizzare
anche la scelta e l’estensione dei controlli strumentali.
Tutte le tipologie di ispezione (da
esterno e da interno) prevedono l’esecuzione di rilievi spessimetrici puntuali dei
vari elementi costituenti il serbatoio.
Poiché lo scopo principale di tale
indagine è quello di stabilire i ratei di
corrosione, un fattore fondamentale è
la loro ripetitività nel tempo; a tal fine
EEMUA 159 propone correttamente
degli schemi in cui vengono prefissate le
posizioni su cui eseguire i rilievi.
Nel caso specifico dei mantelli, l’impiego di “crawler” magnetici consente di
indagare, in modo più o meno estensivo,
tutte le virole senza dover necessariamente approntare ponteggi, fissi o
mobili.
Laddove l’indagine visiva abbia evidenziato un danneggiamento corrosivo in
atto, l’esecuzione di un controllo spessimetrico in continuo, manuale o automatizzato (ad esempio, con sistema
TSCAN) è in grado di fornire una mappatura completa dell’aerea interessata, di
grande utilità per la successiva valutazione ingegneristica di accettabilità.
Per quanto riguarda il fondo dei serbatoi,
l’indagine spessimetrica puntuale, anche
se estesa, non è certamente in grado di
definire con certezza la presenza di assottigliamenti lato fondazione.
In questi casi si deve necessariamente ricorrere all’esecuzione di un controllo
con sistemi a flusso magnetico disperso
(tipo FloorScanner).
Questa tecnica, ormai consolidata da
tempo, è stata recentemente implementata con l’ausilio di sistemi computerizzati che consentono di ridurre i tempi di
esecuzione del controllo e di fornire una
mappatura completa e dettagliata del
controllo effettuato, di grande utilità per
il confronto con l’esito di future ripetizioni dello stesso tipo di indagine.
In generale, comunque, la gamma di tecniche di controllo strumentale dedicate
al caso specifico dei serbatoi di stoccaggio è sempre più ampia ed è in continua
evoluzione.
Senza entrare nei dettagli e, a puro titolo
di esempio, se ne elencano le principali.
Per l’ispezione su serbatoi in esercizio:
• Rilievi spessimetrici puntuali dei
mantelli e dei tetti con “crawler” magnetici
• Controlli spessimetrici in continuo
con sistemi a ultrasuoni automatizzati
(TSCAN o similari)
• Controllo del trincarino con sistemi
tipo LORUS o similari
• Rilievi spessimetrici sulle lamiere del
fondo con sistemi robotizzati
• Verifica dell’integrità del fondo
(sistemi ad emissione acustica, prove
con gas traccianti, ecc.).
Per l’ispezione su serbatoi fuori esercizio:
• Rilievi spessimetrici puntuali dei
mantelli e dei tetti con “crawler” magnetici
• Controlli spessimetrici in continuo
con sistemi a ultrasuoni automatizzati
(TSCAN o similari)
• Controllo delle saldature con sistemi
tipo “vacuum-box”
• Prova di tenuta con gasolio delle saldature dei cassoni nel caso di serbatoi
a tetto galleggiante
• Ispezione visiva delle strutture portanti dei tetti fissi con telecamere
guidate
• Verifica dello stato di conservazione
delle verniciature (rilievi di spessore,
prove di strappo, “spark-test”)
• Verifica dell’integrità delle tubazioni
(anelli di riciclo, tubi flottanti, ecc.)
con sistemi di controllo ultrasonoro
ad onde guidate (tipo Wave-Maker o
similari).
Tutte queste tecniche sono mirate ad accertare la presenza di assottigliamenti
più o meno accentuati (fino al caso di
corrosioni passanti) e di rotture nelle saldature di attacco dei vari elementi.
Altrettanta importanza assume la verifica nel tempo del mantenimento della
corretta geometria iniziale dell’involucro del serbatoio.
Si pensi, ad esempio, alle problematiche
derivanti dal cedimento locale della fondazione (rotture della saldatura fondo-
mantello o delle saldature di unione
lamiere del fondo, deformazione delle
lamiere del fondo con perdita della corretta pendenza), dalla non adeguata cilindricità e verticalità dell’involucro (impuntamenti del tetto galleggiante, usura
della guarnizione di tenuta, sovraccarico
locale su parte del serbatoio).
Pertanto, l’esecuzione periodica di
rilievi dimensionali (verticalità e cilin-
dricità del mantello, rilievo piano-altimetrico del fondo) e il confronto dei risultati registrati nel tempo assumono
particolare rilevanza.
Anche su questo specifico argomento,
le norme API 653 ed EEMUA 159
forniscono dettagliate indicazioni sia
sulle modalità di esecuzione che sulla
successiva valutazione delle misure
effettuate.
Manutenzione
Le norme disponibili (API 653, EEMUA
159) forniscono ampie indicazioni sugli
interventi di riparazione più comuni (ripristini con saldatura di crateri isolati,
applicazione di pezze saldate o di inserti
di piccole dimensioni, ecc.) da effettuarsi a seguito dell’ispezione.
Non sempre tali interventi sono ammessi
dalle norme che pongono precise limitazioni, in termini di ubicazione ed estensione della riparazione, della maggiore o
minore contiguità alle saldature principali dell’involucro, ecc..
Pertanto, è fondamentale che i lavori
siano progettati e, poi, svolti conformemente a queste prescrizioni.
Più complessi e onerosi sono i grandi interventi di sostituzione o di adeguamento che spesso vengono previsti sui
serbatoi, quali ad esempio:
• il rifacimento di fondazioni, oggetto
di cedimenti, con sollevamento del
serbatoio;
• la sostituzione completa del fondo;
• l’inserimento dell’anello periferico
del trincarino, laddove inizialmente
mancante;
• il montaggio di doppio fondo;
• la sostituzione, parziale o completa,
del mantello e/o del tetto.
Anche in questi casi, le norme contengono chiare prescrizioni sia progettuali
che esecutive; tuttavia, è evidente come
la capacità organizzativa e l’esperienza
tecnica del manutentore assuma grande
rilevanza, in particolare per quanto riguarda la disponibilità di macchinari e
mezzi idonei e la scelta corretta delle sequenze di montaggio.
L’affidamento di questi grandi lavori a
ditte non specializzate e non dotate di
adeguata struttura può comportare problematiche tecniche di difficile soluzione e, quindi, ritardi nella consegna
dei lavori.
Analoghe considerazioni valgono per le
attività di verniciatura.
Oggi sono disponibili cicli di pitturazione che garantiscono una elevata efficacia nel tempo sia per la protezione
dagli agenti atmosferici delle superfici
esterne, sia per la protezione delle superfici interne a contatto con i vari tipi di
prodotto stoccato.
La scelta di verniciare il fondo di un serbatoio è un metodo ormai consolidato
per preservarlo nel tempo; è noto, però,
che il danneggiamento locale della protezione, nel corso dell’esercizio del serbatoio, può accelerare il fenomeno corrosivo.
Pertanto, anche in considerazione dei
costi rilevanti di questi interventi, è assolutamente necessario garantire che tutte
le fasi del ciclo di pitturazione siano realizzate in modo consono, nel rispetto
delle prescrizioni di dettaglio fornite
usualmente dai produttori delle pitture
stesse.
Utili indicazioni vengono anche dalle
norme di settore (EEMUA 159, API
652).
Rigorosa attenzione va posta in particolare ai seguenti aspetti, in quanto spesso
vanno a rallentare il programma lavori:
• il rispetto dei limiti previsti per le
condizioni ambientali durante le fasi
di applicazione dei vari strati (temperatura, umidità);
• la preparazione delle superfici che
dovranno garantire un corretto grado
di rugosità e di pulizia, prima dell’applicazione del primer (le fasi di sabbiatura e di primerizzazione devono
susseguirsi rapidamente in modo da
evitare l’ossidazione delle superfici);
• il rispetto dei tempi di essiccazione
previsti per i vari strati di pittura;
• l’esecuzione di adeguati controlli,
visivi e strumentali, non solo a lavoro
terminato ma anche in corso d’opera.
Ormai da anni, per conto di alcune delle
principali società italiane di movimentazione e stoccaggio di prodotti petroliferi,
l’Istituto Italiano della Saldatura supporta i Tecnici nella scelta degli interventi da effettuarsi nel corso della manutenzione generale e successivamente
supervisiona le attività di manutenzione
meccanica e di verniciatura. L’attività
consente alla Committente non solo di
garantirsi circa la qualità dei lavori che
vengono effettuati, ma anche di avere un
fattivo supporto tecnico che permetta di
superare le ricorrenti problematiche tecniche che nascono durante i lavori.
Pianificazione e controllo delle
attività ispettive e manutentive
Tenute presenti le considerazioni formulate nei paragrafi precedenti, ne deriva
che, per una corretta gestione di un
parco serbatoi, le attività ispettive e manutentive devono tener conto di aspetti
tecnici ben definiti e devono svilupparsi
in modo coordinato secondo fasi successive. Ciò implica necessariamente un
forte impegno da parte del personale
della Committente, sicuramente giustificato in termini di economicità degli interventi e di sicurezza del sito.
Si pensi, ad esempio, alle attività di registrazione e di archiviazione dei dati
ispettivi e manutentivi, fase che apparentemente può risultare di scarsa utilità.
Eppure, in assenza di dati precisi in
merito ai risultati delle ispezioni svolte e
dei lavori di manutenzione effettuati nel
tempo, non è possibile programmare in
modo corretto i futuri interventi o quanto
meno si rischia di effettuare programmi
eccessivamente cautelativi e, quindi, antieconomici.
L’elaborazione del piano di ispezione
deve tener conto della “storia” del serbatoio, dei risultati delle indagini da
esterno condotte durante l’esercizio,
degli eventuali malfunzionamenti intervenuti nonché delle scelte preventive effettuate dalla Committente.
Allo stesso modo, il piano di manutenzione deve essere frutto di attente valutazioni che ovviamente devono tenere in
conto i risultati dell’ispezione appena effettuata. La manutenzione generale del
serbatoio non è, però, solo l’occasione
per porre rimedio ai danneggiamenti ma
anche un momento unico per mettere in
atto gli adeguamenti agli standards di sicurezza vigenti.
pregiudicare l’affidabilità al servizio dei
componenti. La normativa disponibile,
ampia e ben consolidata a livello inter-
nazionale, fornisce tutte le indicazioni
necessarie per gestire tutte le attività
ispettive e manutentive.
Conclusioni
Gli esercenti appaiono sempre più sensibili al mantenimento di un parco serbatoi efficiente e sicuro, limitando al
massimo le interruzioni del servizio e riducendo considerevolmente i rischi di
perdite o incidenti che potrebbero determinare un forte impatto ambientale.
A tal fine, una corretta pianificazione
degli interventi, basata su valutazioni ingegneristiche, consente di graduare nel
tempo gli investimenti economici senza
Francesco BRESCIANI,
laureato in Ingegneria
Meccanica presso la
Facoltà di Ingegneria dell’Università di Genova nel
1995. Funzionario dell’Istituto Italiano della Saldatura dal 1997, attualmente è in forza alla
Divisione DPN (Diagnostica e PND) con la
funzione di Vice Responsabile della Divisione
e Responsabile dell’Area “PND in campo”.
Svolge attività di assistenza tecnica nel
campo delle strutture saldate con particolare
riguardo alle problematiche di controllo non
distruttivo e di ispezione sia su apparecchi a
pressione che su strutture di carpenteria.
Possiede sia la certificazione di European /
International Welding Engineer che quella di
European Welding Inspection Engineer. Nel
campo dei controlli non distruttivi possiede
la certificazione al Livello 3 secondo EN 473
nei metodi UT, MT, PT e VT e la certificazione ASNT Level 3 nel metodo “Ultrasonic”. Possiede la certificazione GUL “level
1” per l’impiego del controllo ad onde
guidate tipo Wavemaker.
Francesco PERI, laureato
in Ingegneria Meccanica
presso l’Università di
Genova nel 1982. Funzionario dell’Istituto Italiano
della Saldatura dal 1985,
attualmente Dirigente Responsabile della Divisione
DPN (Diagnostica e
PND). Esperienza pluriennale nel campo
della ispezione in servizio di componenti di
impianto (raffinerie, impianti chimici e petrolchimici, importanti strutture di carpenteria) e della valutazione della loro affidabilità
al servizio. Possiede sia la certificazione di
European / International Welding Engineer
che quella di European Welding Inspection
Engineer. Nel campo dei controlli non distruttivi possiede la certificazione al Livello 3
secondo EN 473 nei metodi RT, MT, PT e VT.
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Applicazione industriale per la nastratura
ad alto rendimento con acciai austenitici
ad alto tenore di molibdeno
(°)
L. Possenti *
A. Volpi *
G. Gallazzi **
Sommario / Summary
Il riporto di saldatura con materiale inossidabile della superficie interna di recipienti a pressione in acciaio basso legato al
Cr-Mo e Cr-Mo-V, risulta una tecnica largamente diffusa per
costruire apparecchi che resistono contemporaneamente alle
alte sollecitazioni in gioco, al creep (scorrimento viscoso) ed
alla corrosione derivante dal fluido di processo.
Nell’articolo viene trattata l’esecuzione di un riporto inossidabile Tp.317L, con analisi garantita a 3.2 mm di profondità
nello spessore depositato, eseguito con procedimento elettroscoria su materiale 2.25 Cr-1Mo-0.25 V.
Più specificatamente viene descritta l’esecuzione di un riporto
“bistrato” di cui il primo è eseguito con nastro 90x0.5 mm tipo
24.13L (EQ309L) ed il secondo strato, con nastro delle stesse
dimensioni, in 19.13.4L (317L) utilizzando per l’esecuzione
di entrambi il flusso ad alta velocità e alta densità di corrente.
Tale procedimento, rispetto alle normali applicazioni di
riporto a nastro (elettroscoria con flussi tradizionali), permette
di abbassare i tempi di realizzazione del riporto di saldatura,
garantendo una eccellente qualità volumetrica e metallurgica.
Stainless steel weld overlay on internal surface of pressure
vessels made with Cr-Mo and Cr-Mo-V low alloy, is a widespread technique to build vessels resistant to high stresses,
(°) Memoria presentata alle Giornate Nazionali di Saldatura 4 Workshop: “Materiali base e d’apporto di ultima generazione” Genova, 25-26 Ottobre 2007.
* ATB Riva Calzoni S.p.A. - Roncadelle (BS).
** ESAB Saldatura S.p.A. - Mesero (MI).
creep and corrosion due to the process fluid.
Scope of this paper is to describe the execution of a stainless
steel weld overlay Tp. 317L with chemical analysis guaranteed at 3.2 mm depth from the surface of the deposited layer,
carried out using the electroslag process on a 2.25 Cr-1 Mo0.25 V base material.
Specifically it is described the execution of a double layer weld
overlay where the first layer is deposited using a 90 x 0.5 mm
strip type 24.13L (EQ309L) and the second layer deposited
using a strip of the same dimensions type 19.13.4L (317L).
For both layers an high speed flux is used.
This process, in comparison with the conventional application
of weld overlay (electroslag with conventional flux) allows a
reduction of manufacturing lead time with the warranty of an
excellent volumetric and metallurgical quality.
Keywords:
Austenitic stainless steels; corrosion; creep resisting materials; creep strength; electroslag surfacing; low alloy Cr Mo
steels; pressure vessels; process parameters; strip electrodes;
submerged arc surfacing.
L. Possenti et al. - Applicazione industriale per la nastratura ad alto rendimento con acciai austenitici ad alto tenore di molibdeno
Applicazioni nell’industria
petrolchimica
L’industria petrolchimica richiede apparecchi a pressione che possano essere
eserciti, per realizzare il processo richiesto di raffinazione del greggio, ad alta
temperatura, in presenza di elevate pressioni parziali di idrogeno ed in ambienti
fortemente corrosivi.
In particolare per la tipologia di apparecchi considerati (hydrocracking e hydrodesulfurization) le più specifiche forme di
corrosione sono descritte nella Tabella I.
L’esercizio ad alta temperatura in presenza di idrogeno comporta invece le
problematiche descritte nella Tabella II.
In base a queste considerazioni la scelta
tecnico-economica si rivolge verso l’utilizzo di apparecchi costruiti in acciaio
basso legato al Cr-Mo con riporto di saldatura sul lato interno, processo eseguito
con acciaio inossidabile (normalmente
austenitico).
La parte in Cr-Mo ha la funzione di resistere alle sollecitazioni dovute alla pressione con le problematiche connesse all’esercizio ad alta temperatura ed in
presenza di idrogeno mentre il riporto
Tasso di deposito in kg/h
Figura 1 - Tasso di deposito per i diversi procedimenti di saldatura.
inox interno ha la funzione di resistere
all’ambiente corrosivo specifico.
Evoluzione storica del riporto di
saldatura
Escludendo procedimenti di saldatura a
basso tasso di deposito (processi ad arco
tipo SMAW, GTAW, GMAW, FCAW,
SAW), che continuano ad essere utilizzati dove l’accessibilità è limitata, l’industria del settore si è rivolta all’utilizzo
di riporti di saldatura sulla superficie
interna impiegando nastri di diversa larghezza.
Le prime applicazioni della nastratura
sono state realizzate con nastri di ridotta
larghezza (a causa delle limitazioni tecnologiche negli impianti di saldatura) e
con l’utilizzo del procedimento ad arco
sommerso SAW (scoria non conduttiva).
L’evoluzione successiva è stata l’applicazione di procedimenti a elettroscoria
ESW (scoria conduttiva) che hanno permesso l’utilizzo di velocità maggiori
grazie alla maggiore intensità di corrente
possibile sulla medesima sezione d’area
(notevole incremento della densità di
corrente).
Il tasso di deposito per i diversi procedimenti di saldatura è indicato nella
Figura 1.
In molti casi, inoltre, il processo ESW
permette il raggiungimento, grazie alla
bassa diluizione ottenibile, delle caratteristiche di analisi chimica richieste al
riporto con un solo strato, là dove per gli
altri procedimenti risulta necessario utilizzare un primo strato tampone per limitare la diluizione con il materiale
base.
TABELLA I
Causa
Caratteristiche della
corrosione
presenza di zolfo e di una varietà di
solfuri organici ed inorganici all’interno del greggio con formazione
durante il processo di H2S
generalmente uniforme su tutta
la superficie esposta all’attacco
con la presenza sulla superficie
di ruggine solforosa
utilizzo di acciai con contenuto
di cromo superiore al 5%
(percentuale in funzione dei
solfuri presenti)
Corrosione da acidi
naftenici (Naphtenic
Acid Corrosion)
presenza di acidi organici nel
greggio
selettiva con continua
esposizione al fluido di metallo
fresco in aree dove il fluido
passa velocemente e dove si ha
la concentrazione e
condensazione di vapori acidi
utilizzo di acciai ad alto
contenuto di cromo e con
l’aggiunta di molibdeno
Corrosione da acidi
politionici (Polythionic
Acid Stress Corrosion)
interazione tra solfuri di ferro
presenti sulla superficie, ossigeno ed intergranulare sotto tensione
acqua dall’atmosfera durante le fasi (intergranular stress corrosion
cracking - PASCC)
di spegnimento (shutdown)
dell’impianto
Tipo di corrosione
Corrosione da solfuri
(Sulfidic Corrosion)
Rimedio
chimico / metallurgico
utilizzo di acciai poco sensibili
alla precipitazione a bordo
grano di carburi di cromo
(quindi acciai a basso contenuto
di carbonio o stabilizzati)
TABELLA II
Problema
Causa
Rimedio
chimico / metallurgico
Effetto
Scorrimento viscoso
(Creep Rupture)
diminuzione della resistenza nel
riassetto del reticolo cristallino con
tempo e quindi vita a termine
il tempo e la temperatura
dell’acciaio
utilizzo di acciai basso legati al
Cr-Mo (il molibdeno, e
soprattutto il cromo, formano
carburi che ostacolano il
movimento delle dislocazioni)
Attacco da idrogeno
(Hydrogen Attack)
reazione dell’idrogeno con il
carbonio e conseguente formazione
rotture e generale infragilimento
di metano CH4 soprattutto nelle
della struttura
microcavità ed ai bordi delle
inclusioni
utilizzo di acciai con l’aggiunta di
cromo (il cromo forma carburi
stabili ad alta temperatura che
impediscono al carbonio di
legarsi con l’idrogeno)
Fragilizzazione da
rinvenimento (Temper
Embrittlment)
segregazione a bordo grano di
elementi secondari quali P, As, Sb,
Sn, Mn in dati range di temperatura
/ tempo
utilizzo di acciai con l’aggiunta di
molibdeno (che neutralizza
l’effetto del fosforo) e con basso
contenuto di impurezze
(valutato attraverso i parametri
X factor e J factor)
generale infragilimento della
struttura e rotture
intercristalline
+ Cr , + Ni
L’aggiunta di questi elementi migliora
le caratteristiche meccaniche e la resistenza
all’ossidazione
AISI Tp. 309 , 310 , 314 , 330
+ Mo
L’ulteriore aggiunta di Mo al 316
incrementa ulteriormente la
resistenza alla corrosione localizzata
AISI Tp. 317
–C
+ Cr , + Ni , + Mo
Permettono un miglioramento
della resistenza alla corrosione
localizzata
AISI Tp. 316
+ Nb , + Ta o + Ti
L’aggiunta di questi elementi
migliora le caratteristiche di
resistenza alla corrosione
intergranulare
AISI Tp. 347
In generale la diminuzione
della percentuale di C negli AISI
serie 300 produce un aumento
della resistenza alla corrosione
intergranulare
AISI Tp. 309L , 304L ,
308L , 316L , 317L
+ Cr , + Ni
Permettono un
miglioramento delle
caratteristiche di saldabilità
AISI Tp. 308
ACCIAIO INOSSIDABILE
AISI Tp. 304
+ C , + Mn , + N , -Ni
Permettono un miglioramento
delle caratteristiche meccaniche e
un peggioramento della resistenza
alla corrosione
Figura 2 - Acciai inossidabili in funzione degli elementi di lega.
TABELLA III - Composizione e caratteristiche meccaniche dei principali acciai inox austenitici della serie AISI 300
(da Cigada&Re).
C
Mn
Si
P
S
Cr
Ni
Mo
Altri
σR
MPa
σS
MPa
A
%
HRB
304
0.08
2.0
1.0
0.045
0.030
18-20
8-10.5
/
/
586
241
55
80
304L
0.03
2.0
1.0
0.045
0.030
18-20
8-12
/
/
517
193
55
79
308
0.08
2.0
1.0
0.045
0.030
19-21
10-12
/
/
586
241
50
85
308L
0.02
2.0
1.0
0.045
0.030
19-21
10-12
/
/
586
241
50
85
309
0.20
2.0
1.0
0.045
0.030
22-24
12-15
/
/
620
310
45
85
310
0.25
2.0
1.5
0.045
0.030
24-26
19-22
/
/
655
310
45
85
314
0.25
2.0
1.5-3
0.045
0.030
23-26
19-22
/
/
690
345
40
85
316
0.08
2.0
1.0
0.045
0.030
16-18
10-14
2-3
/
620
276
50
76
316L
0.03
2.0
1.0
0.045
0.030
16-18
10-14
2-3
/
517
220
50
79
316N
0.08
2.0
1.0
0.045
0.030
16-18
10-14
2-3
N=0.10-0.16
620
331
48
85
317
0.08
2.0
1.0
0.045
0.030
18-20
11-15
3-4
N=0.10-0.16
620
276
45
85
317L
0.03
2.0
1.0
0.045
0.030
18-20
11-15
3-4
N=0.10-0.16
517
220
45
85
321
0.08
2.0
1.0
0.045
0.030
17-19
9-12
/
Ti = 5xC
620
241
45
80
347
0.08
2.0
1.0
0.045
0.030
17-19
9-13
/
Nb+Ta=10xC
655
276
45
85
AISI
Figura 3 - Diagramma di Nelson - API Publication 941 - Fourth Edition, April 1990 - Steels for hydrogen service at elevated temperatures and
pressure in petroleum refineries and petrochemical plant.
Da alcuni anni si sono diffusi sul
mercato nuovi flussi caratterizzati da
elevata conduttività che hanno permesso
l’incremento delle velocità di nastratura
dell’ordine del 30-40% con evidenti
vantaggi in termini produttivi.
Caratteristiche degli acciai
inossidabili austenitici con
elevato tenore di molibdeno
Partendo dalla base degli acciai inossidabili austenitici, l’AISI Tp.304, l’aggiunta di elementi di lega permette di
formare altri tipi di acciai inossidabili
con particolari proprietà di resistenza
meccanica e caratteristiche specifiche di
resistenza ai diversi tipi di corrosione.
Nel settore petrolchimico, come negli
altri settori dell’industria, la scelta del
tipo di acciaio inossidabile da utilizzare
viene effettuata in base alle caratteristiche di resistenza alla corrosione richiesta.
In ambienti dove la richiesta di resistenza alla corrosione non è particolarmente elevata viene normalmente utilizzato acciaio inox Tp.304.
Per migliorare la resistenza alla corrosione intergranulare ed alla stress corrosion, soprattutto in ambienti ad alta temperatura, vengono scelti acciai
inossidabili stabilizzati ed a basso conte-
nuto di carbonio (Tp.321 / Tp.347).
Il Tp.304 (come il Tp.308), se portato ad
alta temperatura (400°C - 840°C)
durante le attività di fabbricazione od
esercizio, diviene sensibile alla corrosione intergranulare.
Tale corrosione è causata dalla precipitazione di carburi di cromo sui bordi del
grano della struttura metallica con conseguente notevole diminuzione del
tenore di cromo nelle zone circostanti al
bordo del grano. Per evitare questi problemi o si abbassa la percentuale di carbonio nella lega (limitando la precipitazione di carburi di cromo) o si
“stabilizza l’acciaio” con aggiunte di
titanio (Tp.321) o di niobio (Tp.347).
TABELLA IV - Analisi chimica lamiera in acciaio 2 ¼ Cr-1 Mo-¼ V - ASME II PART A (ed. 2004) - SA 542 Tp D Cl 4a.
Chemical requirements
Composition, %
Element
Carbon:
Heat analysis
Product analysis
Manganese:
Heat analysis
Product analysis
Phosphorus, max.
Heat analysis
Product analysis
Sulfur, max.
Heat analysis
Product analysis
Silicon, max.
Heat analysis
Product analysis
Chromium:
Heat analysis
Product analysis
Molybdenum:
Heat analysis
Product analysis
Copper, max.
Heat analysis
Product analysis
Nickel, max.
Heat analysis
Product analysis
Vanadium:
Heat analysis
Product analysis
Titanium:
Heat analysis
Product analysis
Boron:
Heat analysis
Product analysis
Columbium:
Heat analysis
Product analysis
D
Calcium:
Heat analysis
Product analysis
Type A
Type B
Type C
Type D
Type E
0.15 max.
A
0.18 max.
0.11-0.15
0.09-0.18
0.10-0.15
0.08-0.18
0.11-0.15
0.09-0.18
0.10-0.15
0.08-018
0.30-0.60
0.25-0.66
B
0.025
…
0.30-0.60
0.25-0.66
B
0.025
0.30-0.60
0.25-0.66
…
0.30-0.60
0.25-0.66
B
0.025
0.30-0.60
0.25-0.66
0.025
…
…
…
B
0.025
B
0.015
…
…
…
…
B
0.50
B
…
…
…
2.00-2.50
1.88-2.62
B
0.025
…
…
0.50
…
…
B
0.13
…
…
0.015
0.020
…
…
0.010
…
0.010
0.015
…
…
0.15
…
…
…
0.10
0.13
2.00-2.50
1.88-2.62
2.75-3.25
2.63-3.37
2.00-2.50
1.08-2.62
2.75-3.25
2.63-3.37
0.90-1.10
0.85-1.15
0.90-1.10
0.85-1.15
0.90-1.10
0.85-1.15
0.90-1.10
0.85-1.15
0.90-1.10
0.85-1.15
0.40
0.43
0.25
0.28
0.25
0.28
0.20
0.23
0.25
0.28
0.40
0.43
0.25
0.28
0.25
0.28
0.25
0.28
0.25
0.28
0.03 max.
0.04 max.
0.02 max.
0.03 max.
0.20-0.30
0.18-0.33
0.25-0.35
0.23-0.37
0.20-0.30
0.18-0.33
…
…
…
…
0.015-0.035
0.005-0.045
0.030 max.
0.035 max.
…
…
…
…
…
…
0.001-0.003
C
NA
0.0020 max.
C
NA
…
…
…
…
…
…
…
…
0.07 max.
0.08 max.
0.015-0.070
0.010-0.075
…
…
…
…
…
…
0.015 max.
0.020 max.
0.0005-0.0150
C
NA
…
TABELLA V - Caratterisitiche meccaniche lamiera in acciaio 2 ¼ Cr-1 Mo-¼ V - ASME II PART A (ed. 2004) - SA 542 Tp D Cl 4a.
Tensile requirements
Class 1
Class 2
Tensile strength, ksl [MPa]
105-125 [725-860]
Yield strength, min, ksl [MPa] 85 [585]
Elongation in 2 in. [50mm],
A
min, %
14
Class 3
Class 4
Class 4a
115-135 [795-930]
100 [690]
95-115 [655-795]
75 [515]
85-110 [586-760]
55 [380]
85-110 [585-760]
60 [415]
13
20
20
18
TABELLA VI - Composizione chimica materiale di saldatura non diluito - ASME II PART C (ed. 2004) - SFA 5.9.
Chemical composition requirements for undiluted weld metal
Weight percenta, b
UNS
Classificationc Numberd
AWS
C
Cr
Ni
Mo
E209-XXe
E219-XX
E240-XX
E307-XX
E308-XX
E308H-XX
E308L-XX
E308Mo-XX
E308MoL-XX
E309-XX
E309L-XX
E309Cb-XX
E309Mo-XX
E309MoL-XX
E310-XX
E310H-XX
E310Cb-XX
E310Mo-XX
E312-XX
E316-XX
E316H-XX
E316L-XX
E317-XX
E317L-XX
E318-XX
W32210
W32310
W32410
W30710
W30810
W30810
W30813
W30820
W30823
W30910
W30913
W30917
W30920
W30923
W31010
W31015
W31017
W31020
W31310
W31610
W31610
W31613
W31710
W31713
W31910
0.06
0.06
0.06
0.04-0.14
0.08
0.04-0.08
0.04
0.08
0.04
0.15
0.04
0.12
0.12
0.04
0.08-0.20
0.35-0.45
0.12
0.12
0.15
0.08
0.04-0.08
0.04
0.08
0.04
0.08
20.5-24.0
19.0-21.5
17.0-19.0
18.0-21.5
18.0-21.0
18.0-21.0
18.0-21.0
18.0-21.0
18.0-21.0
22.0-25.0
22.0-25.0
22.0-25.0
22.0-25.0
22.0-25.0
25.0-28.0
25.0-28.0
25.0-28.0
25.0-28.0
28.0-32.0
17.0-20.0
17.0-20.0
17.0-20.0
18.0-21.0
18.0-21.0
17.0-20.0
9.5-12.0
5.5-7.0
4.0-6.0
9.0-10.7
9.0-11.0
9.0-11.0
9.0-11.0
9.0-12.0
9.0-12.0
12.0-14.0
12.0-14.0
12.0-14.0
12.0-14.0
12.0-14.0
20.0-22.5
20.0-22.5
20.0-22.0
20.0-22.0
8.0-10.5
11.0-14.0
11.0-14.0
11.0-14.0
12.0-14.0
12.0-14.0
11.0-14.0
1.5-3.0
0.75
0.75
0.5-1.5
0.75
0.75
0.75
2.0-3.0
2.0-3.0
0.75
0.75
0.75
2.0-3.0
2.0-3.0
0.75
0.75
0.75
2.0-3.0
0.75
2.0-3.0
2.0-3.0
2.0-3.0
3.0-4.0
3.0-4.0
2.0-3.0
E320-XX
W88021
0.07
19.0-21.0
32.0-36.0
2.0-3.0
La stabilizzazione consiste nella formazione di carburi di titanio o niobio, che
sottraggono parte del carbonio alla
matrice metallica evitando così che
questo elemento possa legarsi al cromo.
Il Tp.316 ed il Tp.317 sono acciai inossidabili con un alto tenore di molibdeno.
La loro analisi specifica e il loro alto
contenuto di Mo gli permettono di avere
una generale resistenza alla corrosione
migliore dei acciai inossidabili come
Tp.304, Tp.309 e Tp.321.
In particolare questi acciai hanno una
buona resistenza al pitting (corrosione
localizzata). Questo si evidenzia chiaramente, considerando l’importanza dell’elemento molibdeno nella formula che definisce l’indice di suscettibilità a questo
fenomeno degli acciai inossidabili.
PREN = Cr + 3.3 (Mo + 0.5 W) + 16N
Cb (Nb)
plus Ta
–
–
–
–
–
–
–
–
–
–
–
0.70-1.00
–
–
–
–
0.70-1.00
–
–
–
–
–
–
–
6 x C, min
to 1.00 max
8 x C, min
to 1.00 max
Mn
Si
P
S
N
Cu
4.0-7.0
8.0-10.0
10.5-13.5
3.30-4.75
0.5-2.5
0.5-2.5
0.5-2.5
0.5-2.5
0.5-2.5
0.5-2.5
0.5-2.5
0.5-2.5
0.5-2.5
0.5-2.5
1.0-2.5
1.0-2.5
1.0-2.5
1.0-2.5
0.5-2.5
0.5-2.5
0.5-2.5
0.5-2.5
0.5-2.5
0.5-2.5
0.5-2.5
0.90
1.00
1.00
0.90
0.90
0.90
0.90
0.90
0.90
0.90
0.90
0.90
0.90
0.90
0.75
0.75
0.75
0.75
0.90
0.90
0.90
0.90
0.90
0.90
0.90
0.04
0.04
0.04
0.04
0.04
0.04
0.04
0.04
0.04
0.04
0.04
0.04
0.04
0.04
0.03
0.03
0.03
0.03
0.04
0.04
0.04
0.04
0.04
0.04
0.04
0.03
0.03
0.03
0.03
0.03
0.03
0.03
0.03
0.03
0.03
0.03
0.03
0.03
0.03
0.03
0.03
0.03
0.03
0.03
0.03
0.03
0.03
0.03
0.03
0.03
0.10-0.30
0.10-0.30
0.10-0.30
–
–
–
–
–
–
–
–
–
–
–
–
–
–
–
–
–
–
–
–
–
–
0.75
0.75
0.75
0.75
0.75
0.75
0.75
0.75
0.75
0.75
0.75
0.75
0.75
0.75
0.75
0.75
0.75
0.75
0.75
0.75
0.75
0.75
0.75
0.75
0.75
0.5-2.5
0.60
0.04
0.03
–
3.0-4.0
DISBONDING
Figura 4 - Concentrazione di H2 in una sezione di parete di un apparecchio a pressione placcato
- L. Coudreuse - Proposal for a disbonding test guideline based on the actual severity of in
services conditions.
Temperature (°C)
Time (minutes)
Temperature (°F)
Temperature (°F)
Temperature (°C)
Isothermal precipitation kinetics of several high-performance stainless steels compared with Type 316 stainless
steel8
Isothermal precipitation kinetics of intermediate phases in a
0.05C-17Cr-13Ni-5Mo alloy containing 0.039% nitrogen
annealed at 1100 °C (2012 °F)7
Time (minutes)
Figura 5 - Cinetica delle precipitazioni di fasi secondarie (tempo - temperatura) - High performance stainless steel - Nickel Development Institute.
Richieste tecniche dei
committenti (ingegnerie di
processo e industrie
petrolchimiche)
La richiesta di partenza dei committenti
su cui si è lavorato è quella di realizzare
corpi a pressione con materiale base
2 ¼ Cr-1 Mo-¼ V (o 2 ¼ Cr-1 Mo) con
overlay interno in Tp.317L.
La scelta del materiale base è stata
quella di avere un materiale adatto al
servizio idrogeno ad alta temperatura
(tra i 400° ed i 455°C) come richiesto da
impianti di Hydrocracking e Hydrotreater.
La scelta dell’overlay in Tp.317L è stata
motivata dalla necessità di avere un materiale con specifica resistenza alla corrosione provocata dagli acidi naftenici. Tali
acidi, come accennato, possono provocare
una grave corrosione da pitting soprattutto
ad alta temperatura (oltre 300°C).
È interessante considerare che la scelta
di questo tipo di materiale per l’overlay
sta diventando sempre più comune in relazione all’utilizzo di greggio di qualità
sempre più bassa e quindi ad alto contenuto di zolfo ed acidi naftenici (elevato
numero di Total Acid Number - TAN in
accordo all’ASTM D664).
L’overlay doveva soddisfare i seguenti
requisiti:
• qualifica in accordo ai requisiti dell’ASME IX
• contenuto di ferrite compreso tra
3-8 FN
• analisi chimica di ER 317L garantita
alla profondità di 3.2 mm in accordo
all’ASME II part C SFA 5.9
In aggiunta, l’aderenza del weld overlay
doveva essere verificata attraverso prove
di disbonding (attualmente secondo
ASTM G 146-01).
Questa prova ha lo scopo di verificare
che non ci sia il rischio di distacchi e
Tasso di deposito in kg/h
Figura 6 - Tasso di deposito medio per i diversi procedimenti di riporto tramite nastratura.
rotture localizzate all’interfaccia tra i
due materiali, causati dall’aumento di
concentrazione di atomi di idrogeno in
questa zona durante la fase di shutdown
del reattore.
Tale prova può rappresentare una criticità del procedimento elettroscoria ESW
rispetto al procedimento ad arco sommerso SAW a causa della minore penetrazione tipica del processo.
Tale criticità era in questo caso limitata
dalle caratteristiche del materiale base
(2 ¼ Cr-1 Mo-¼ V) che grazie al suo
contenuto in vanadio permette probabilmente la formazione di carburi di
vanadio all’interfaccia che limitano tale
problema grazie alla riduzione della permeabilità all’idrogeno.
Risulta fondamentale evidenziare come
le prove suddette debbano essere realizzate nelle condizioni finali di consegna
dell’apparecchio a pressione.
In tal senso non si tratta di provare il
weld overlay nelle condizioni “as
welded” ma dopo il trattamento termico
finale subito dall’apparecchio e quindi
del weld overlay (705° +/- 10°C x 10 ore
per il 2 ¼ Cr-1 Mo-¼ V).
Tale trattamento è fondamentale al fine
di effettuare la distensione ed il rinvenimento della saldatura. È noto che tale
trattamento può rendere suscettibile il
materiale inossidabile alla formazione
del composto intermetallico conosciuto
come “fase sigma”. A maggior ragione
in un materiale con una percentuale di
elementi ferritizzanti quali il cromo ed il
molibdeno che allargano il campo di esistenza di questa fase fragile.
Esecuzione del riporto con
nastro utilizzando flusso ad alta
velocità ed alta densità di
corrente
Tipo e caratteristiche del flusso
ad alta velocità ed alta densità di
corrente
È noto che risulta possibile, per alcuni tipi
di deposito quali Tp.347, Tp.308L,
Tp.316L, effettuare il deposito in elettroscoria con la tecnica monostrato. Questo
viene realizzato utilizzando nastro sovralegato 309LNb, 309L, 309LMo che permette di ottenere, dopo deposito (e quindi
dopo diluizione), la corretta analisi
chimica alla profondità richiesta. Per il deposito di saldatura in Tp.317L non esiste
per ora tale possibilità con nastri di tipo laminato. L’alternativa possibile per mantenere la tecnica monostrato sarebbe stata
quella di utilizzare flussi additivanti (alloy
flux) che permettono di aggiungere elementi di lega nel deposito attraverso l’attiva partecipazione del flusso; ma le specifiche di riferimento dei Commitenti non
permettevano l’uso di questa soluzione.
La scelta operativa è stata pertanto
quella di effettuare la nastratura con procedimento ESW bistrato utilizzando
flussi ad alto rendimento.
In particolare la nastratura è stata eseguita
con le seguenti dimensioni di nastro:
• 90 X 0.5 mm per il mantello
• 60 X 0.5 mm per i fondi
• 30 X 0.5 mm per i bocchelli di grandi
dimensioni (passi d’uomo, ecc.)
La scelta del nastro da 90 mm è dovuta
alla possibilità, per questa dimensione, di
ottimizzare i parametri elettrici per l’ottenimento delle massime prestazioni, con
i flussi ad alto rendimento, utilizzando
impianti di placcatura pre-esistenti.
L’uso per il fondo di nastri di larghezza
inferiore a quella del mantello (60 mm) è
dovuto alla geometria del componente
(raggio di curvatura).
Il flusso utilizzato per l’esecuzione del
riporto è stato l’ OK FLUX 10.14, prodotto dalla ESAB, già ampiamente sperimentato ed utilizzato nella placcatura
ESW ad elevata velocità con elevata
densità di corrente per i riporti sia in
mono strato con nastri austenitici tipo
24-13LNb (309LNb) che in bistrato
con nastri austenitici tipo 24-13LNb
(309 LNb) + 19-9 LNb (347).
La scelta di detto flusso è stata fatta
per le sue caratteristiche tecniche tra
le quali:
• elevata velocità di deposito;
• flusso non attivo;
• operatività eccellente ad elevate correnti.
Le caratteristiche di detto flusso possono
essere riassunte come segue:
tipo flusso:
floruro basico CaF2Al 2 O 3 (CaF 2 70%;
Al 2 O 3 20%; MgO
10%)
classificazione: n.a.
indice di basicità: 4.4
densità:
1.0 kg/dm3
massima corrente: 3200 A
(nastro 90x0.5 mm)
2100 A
(nastro 60x0.5 mm)
L’elemento sostanziale che caratterizza
il flusso è l’aggiunta di un elevato contenuto di fluorite (CaF 2 ) nel flusso con
aumento dell’indice di basicità e conseguente aumento dell’elettroconduttività
della scoria.
Tale incremento deve essere comunque
bilanciato:
• per ottimizzare la viscosità della
scoria liquida (in modo da evitare da
Scelta della tecnica da adottare
Nelle tecniche bistrato una possibile soluzione è quella di realizzare il primo
strato con procedimento SAW per avere
una buona adesione (penetrazione) con il
materiale base seguito da un secondo
strato depositato con procedimento
ESW per ottenere la tipologia di deposito richiesto. Nell’applicazione descritta, in cui è stato utilizzato per entrambi gli strati il procedimento ESW, si
sono cercati i parametri per ottenere un
risultato quanto più possibile simile alla
condizione sopra descritta. Durante l’esecuzione del primo strato si è utilizzata
la massima velocità di avanzamento ottenibile, in modo da avere la massima
penetrazione nel materiale base.
Per il secondo strato, al contrario, si è diminuita la velocità di avanzamento in
modo da depositare un notevole spessore
con una bassa diluizione degli elementi
di lega. Entrambi gli strati sono stati eseguiti con flusso ad alta velocità ed alta
densità di corrente in modo da ottenere
una produttività elevata.
Tale tipo di flusso permette infatti di
avere un’alta densità di corrente (essendo
molto conduttore) che unita ad una
elevata velocità di avanzamento di saldatura consente di ottenere, rispetto al procedimento ESW con flusso tradizionale,
Deposito kg/h di un nastro da 60x0.5 per corrente di saldatura utilizzata
8
3.000
7
Corrente di saldatura in A
Electr. conductivity in S/cm
una parte la rottura della scoria e dall’altra parte il suo distacco anticipato
dal deposito);
• per evitare discontinuità nel deposito
(es. incisioni).
L’allumina (Al 2 O 3 ) viene aggiunta al
fine di contrastare l’effetto indesiderato
di una scarsa finitura superficiale provocato dalla fluorite.
6
5
4
3
2
1
2.500
2.000
1.500
1.000
500
0
50
60
60
60
60
100
21
CaF2-content in %
Figura 7 - Conduttività della scoria fusa a
1700°C in funzione del contenuto di fluorite.
43
51
56
Deposito in kg/h
Figura 8 - Tasso di deposito in funzione della
corrente di saldatura (nastro da 60 mm).
Velocità di saldatura
Figura 9 - Variazione caratteristiche del
deposito all’aumentare della velocità.
una penetrazione simile, ed anche superiore, a quella ottenibile con l’arco sommerso. Per quanto riguarda la scelta dei
materiali da utilizzare per il primo ed il
secondo strato, la prima possibilità analizzata è stata quella di effettuare il primo
strato con il Tp.309LMo (che permette di
cominciare ad aggiungere il molibdeno
nel deposito già dal primo strato) seguito
da un secondo strato con il Tp.317L.
Per motivi economici (costo del
Tp.309LMo), per la difficoltà di approvvigionamento e per motivi tecnici è stata
invece fatta la scelta di utilizzare per il
primo strato il Tp.309L.
Il Tp.309L infatti, non contenendo molibdeno, permette di ottenere un primo
strato con alta diluizione e basso spessore
di deposito con un’analisi chimica meno
suscettibile a fenomeni di infragilimento
rispetto alla lega con l’aggiunta di molibdeno. Per il secondo strato, che deve
avere l’analisi di Tp.317L, dovendo compensare l’assenza di molibdeno del primo
strato, è stato necessario ottimizzare i
parametri operativi in modo da ottenere
lo spessore minimo di deposito che garantisse di ottenere l’analisi chimica richiesta a 3.2 mm dalla superficie.
Parametri di processo per
l’esecuzione del riporto e loro
influenza sulle caratteristiche
del deposito
L’esecuzione del primo strato non ha
evidenziato particolari criticità nei confronti dell’analisi del deposito ma ha richiesto la necessità di mettere a punto i
Figura 10 - Valori di ferrite.
parametri per l’ottenimento di velocità
elevate (fino a 420 mm/min) senza la
realizzazione di difetti operativi (es. incisioni marginali).
Per il secondo strato le prime prove eseguite sono state realizzate con i seguenti
parametri:
• Tensione: 26 V
• Corrente: 2800 A
• Velocità : 380 mm/min
L’analisi chimica con questi parametri ha
evidenziato una carenza di molibdeno
nel deposito (inferiore al limite minimo
richiesto del 3.0%). Per limitare la riduzione del molibdeno nel deposito si è
pertanto deciso di diminuire la velocità
di saldatura mantenendo inalterati gli
altri parametri. L’aumento dello spessore del deposito e la diminuzione della
penetrazione (e della diluizione) hanno
permesso di ottenere il valore del molibdeno richiesto a specifica.
Risultati dei test di qualifica
eseguiti
Le due prove hanno evidenziato le
analisi chimiche sul deposito riportate
nella Tabella VII, con i valori di Ferrite
(misurata attraverso De Long) (Fig. 10)
e gli spessori di riporto evidenziati nella
Figura 11.
Le prove meccaniche (4 pieghe laterali)
eseguite sia dopo il minimo che dopo
il massimo ciclo di trattamenti termici
dopo saldatura, per il trattamento
termico (705 °C +/- 10 °C x 10 e 33 ore
rispettivamente) hanno dato risultati
sempre conformi ad evidenziare che il
trattamento in entrambi i casi non ha
provocato infragilimento del deposito.
La prova di disbonding è stata eseguita
su provini di placcatura che avevano
subito il massimo ciclo di trattamento
(705°C x 33h) ed un trattamento in autoclave con i seguenti parametri:
• Temperatura: 454°C
• Pressione di H2:190 bar
• Durata trattamento: 48h
• Velocità di raffreddamento: 300°C/h
• Ranking di disbonding ammesso (in
accordo all’ASTM G-146-01): 0
Sui provini non è stato riscontrato disbonding.
Per quanto riguarda il valore di ferrite in
produzione, confrontato prima e dopo il
trattamento termico, si osserva una riduzione progressiva:
• 7 Fe% (as welded)
• 4.5 Fe% (dopo min PWHT)
Tale riduzione è dovuta sia alla formazione di fase sigma (cui la tipologia
di inox risulta sicuramente suscettibile)
ma anche alla formazione di austenite
secondaria che influenza anche essa
il magnetismo misurato con il ferritoscopio magnetico (ferritoscope Fisher).
Applicazione in produzione dei
parametri operativi
Se durante l’esecuzione dei saggi di
prova le alte intensità di corrente e le
elevate velocità non producono particolari problemi, la messa in produzione
degli stessi parametri ha richiesto un
completo adeguamento degli impianti
esistenti.
TABELLA VII - Analisi chimiche sul deposito.
C%
Si%
Mn%
P%
S%
Cr%
Mo%
Ni%
Cu%
N%
FN
De Long
Required
0.04
max
0.90
max
0.5 min
2.5 max
0.04
max
0.03
max
18 min
21 max
3 min
4 max
12 min
14 max
0.75
max
===
3÷8
1ª PROVA
0.030
0.47
1.31
0.020
0.008
18.5
2.67
12.7
0.150
0.050
6.5
2ª PROVA
0.035
0.50
1.33
0.021
0.008
18.5
3.05
12.92
0.160
0.050
6.0
1ª PROVA
2ª PROVA
Prima prova con analisi a 3.2 mm
di profondità non conforme
Seconda prova definitiva
con analisi conforme
Verifica dello spessore nella macro
della prima prova
Verifica dello spessore nella macro
della seconda prova
410 mm/min ha richiesto l’irrigidimento
generale delle teste di saldatura e del
loro sistema premi nastro.
Ci sono poi dispositivi, come il controllo
del campo magnetico, il controllo in
continuo dello stick-out, cablaggi elettrici, che, anche se non sono tipici parametri di processo, influenzano tuttavia in
modo fondamentale la realizzazione del
deposito.
Quindi anch’essi sono stati adeguati per
la realizzazione di questa applicazione.
Nella Figura 12 sono riassunti gli interventi eseguiti per la buona riuscita dell’applicazione.
La difficoltà maggiore riscontrata per
l’applicazione dei punti sopra descritti è
stata la non reperibilità nel mercato di attrezzature specifiche che rispondessero
ai requisiti richiesti per l’utilizzo in produzione dei parametri stabiliti.
È stato quindi necessario impiegare gli
equipaggiamenti disponibili sul mercato
e procedere poi direttamente alla loro
modifica ed adattamento.
Figura 11 - Spessori di riporto.
In particolare deve essere considerato
che durante una placcatura ad alta velocità si utilizza un amperaggio medio di
2600 A, mentre nell’applicazione in
oggetto il valore medio di corrente raggiungeva circa 3000 A.
Considerando che 2700 A era un valore
già molto vicino al limite degli impianti
esistenti, l’incremento del 10% del
valore medio ha richiesto interventi
sulla parte elettrica e meccanica con
particolare riferimento alle teste di saldatura.
Sostanzialmente l’aumento dell’intensità di corrente ha richiesto un aumento
delle sezioni portata correnti in gioco
(contatti massa e testa di saldatura) e un
aumento di capacità dei sistemi di
raffreddamento; mentre l’aumento
della velocità di avanzamento fino a
ADEGUAMENTO IMPIANTO
PLACCATURA
AUMENTO DELLA
CORRENTE DI SALDATURA
AUMENTO DELLA
VELOCITÀ
D’AVANZAMENTO
Aumento delle sezioni portata corrente
Aumento numero cavi massa
Ottimizzazione e incremento sistemi
Controllo campo magnetico
Miglioramento dei sistemi di
raffreddamento teste saldatura
Aumento rigidità delle teste di
saldatura
Aumento numero di masse collegate al pezzo
Perfezionamento sistemi controllo e
mantenimento stick out in continuo
Incremento dei generatori utilizzati
da n° 2 a n° 3 per ogni testa
Figura 12
Bibliografia
-
-
Figura 13 - Risultato finale della placcatura
nastro 90 mm.
Conclusioni (risultati e vantaggi
tecnico - economici)
Il nuovo flusso ha apportato chiari vantaggi di produttività per le aziende di
caldareria.
In questa applicazione si sono sfruttate
al meglio le possibilità offerte sia dal
processo elettroscoria che dalla nuova tipologia di flusso allo scopo di risolvere
problematiche specifiche per questa tipologia di riporto:
• penetrazione (per ridurre fenomeni di
disbonding);
• diluizioni (per ottenere l’analisi
chimica alla profondità richiesta).
In questo esempio pratico di nastratura
sono stati utilizzati tutti i vantaggi ottenibili dall’elevata densità di corrente.
Per il primo strato si è cercato di ottenere
la massima velocità compatibilmente
con la necessità di avere un’elevata penetrazione.
Nel secondo strato si è cercato di ottenere la massima velocità di avanzamento
compatibilmente con la necessità di
avere uno spessore di deposito tale
da garantire il E317L (ASME II part.C
SFA 5.4) alla profondità richiesta, sfruttando quindi la poca penetrazione/diluizione ottenibile con un processo ad elettroscoria.
Il risultato di produttività finale è stato
un incremento del 35% del tasso di deposito rispetto alle applicazioni precedentemente realizzate.
D’altra parte il problema non è stato
solo la scelta della tipologia di flusso e
la definizione dei parametri operativi,
ma anche lo svolgimento delle attività
-
API - RP 941 - Steels for hydrogen service at elevated
temperatures and pressure in petroleum refineries and
petrochemical plant (Revision 4).
American Society of Mechanical Engineer - ASME II
Part A, ASME II Part B, ASME II Part C (ed. 2004 and
addenda 2006).
ATI Allegheny Ludlum - Stainless Steels - ChromiumNickel-Molibdenum.
SET Laboratories Inc. - Naphtenic acid corrosion
review.
Nickel Development Institute - High performance
stainless steel.
Antalffy L.P., Chaku P.N.: «Metallurgical, design, fabrication aspects of modern hydroprocessing reactors».
Kane R.D., Trillo E., Srinivasan S. (Honeywell Process
Solutions): «The state of the art of naphtenic acid and
sulfidic corrosion evaluation and prediction».
Coudreuse L.:« Proposal for a disbonding test guideline based on the actual severity of in services conditions».
Paschold R.: «Electroslag strip cladding for corrosion
resistance» (SVETSAREN).
necessarie per
adeguare
nel
modo migliore
gli impianti e i
loro dispositivi
critici alla messa
in produzione
dell’applicazione.
In riferimento a
quest’ultimo
punto il risultato è stato estremamente
soddisfacente, dal momento che i fermi
macchina per problemi di manutenzione
sono stati registrati solo nelle prime settimane di avvio produzione durante la
fase messa a punto finale.
Luca POSSENTI, laureato in Ingegneria Meccanica presso l’Università degli
Studi di Roma “La Sapienza”, dal 1994 lavora presso ATB Riva Calzoni nell’area Qualità e Saldatura. European Welding Engineer dal 2002, attualmente
ricopre il ruolo di Responsabile Qualità e Saldatura di ATB Riva Calzoni.
Adriano VOLPI, diplomato Perito Metallurgico, dal 1998 al 2003 ha lavorato
in GKN FAD nell’area Qualità e Saldatura e dal 2003 al 2005 nell’area
Qualità e Saldatura del Gruppo ORMIS. European Welding Technologist dal
2002, attualmente ricopre il ruolo di Welding Engineer di ATB Riva Calzoni.
Gabriele GALLAZZI, diplomato Perito Industriale - Costruttore Aeronautico
c/o ITIS G. Fauser (NO). Dal 1991 al 1998 è stato Responsabile della Garanzia Qualità, prevenzione, protezione e Responsabile saldatura presso la
Società Del Monego S.p.a. - Legnano. Impiegato presso ESAB Saldatura
S.p.A. in qualità di Product Manager consumabili per processo FCAW, SAW,
placcatura e backing ceramici; incaricato tecnico per le omologazioni dei
consumabili con i registri navali. In possesso delle qualifiche IWS, II liv.
ASNT -TC1A - RX - LP - MT, ASME auditor Esab.
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SUPPORTI GRAFICI
ASSOCIAZIONE CULTURALE STORIA E TECNICA DEL MOTORISMO DA COMPETIZIONE
Influenza dei parametri del processo
di brasatura sulle caratteristiche
microstrutturali
di giunti in leghe
di rame
(°)
M. Merlin *
I. Crepaldi *
G.L. Garagnani *
L. Trebbi **
Sommario / Summary
Nel presente studio sono riportati i risultati delle caratterizzazioni microstrutturali condotte su giunti in leghe di rame ottenuti mediante differenti processi di brasatura. In particolare le
indagini sono state eseguite su leghe del sistema ternario
Cu-Ni-Zn (alpacche), tradizionalmente impiegate nel settore
della occhialeria, al fine di evidenziare i pregi ed eventuali
difetti sia dal punto di vista metallurgico sia funzionale di
campioni ottenuti con due diversi metodi per l’apporto di
calore: ad induzione e a raggio laser.
Parallelamente ad una analisi metallografica di giunti realizzati con la tecnica tradizionale della brasatura ad induzione,
sono stati sottoposti ad indagine dei giunti ottenuti con la
tecnica della brasatura laser. In particolare si è valutato come
la variazione dei parametri di processo riguardanti sia il raggio
laser (potenza e tempo di incidenza) sia le condizioni superficiali del metallo base su cui va ad incidere il fascio (presenza o
assenza di ossidi superficiali) possa influire in modo rilevante
sulla formazione di macroscopici difetti nelle giunzioni o sulla
deformazione dei componenti stessi.
Lo scopo principale del lavoro è stato, dunque, quello di
cercare di individuare i parametri ottimali di processo nel caso
di brasatura con fascio laser in modo tale che i giunti così realizzati presentassero proprietà meccaniche accettabili, mantenendo un gradevole aspetto estetico, un requisito decisamente
fondamentale in componenti per occhialeria.
In this paper the results of microstructural characterisations
(°) Memoria presentata alle Giornate Nazionali di Saldatura 4
- Workshop: “Brasatura” - Genova, 25-26 Ottobre 2007.
* Dipartimento di Ingegneria - Università di Ferrara.
** Visottica Industrie S.p.A. - Susegana (TV).
on copper alloy welded joints, obtained by different brazing
processes, are presented. In particular, analysis have been
performed on Cu-Ni-Zn ternary alloys (nickel silver), traditionally used in the glasses branch industry.
The two different brazing processes taken into account in this
work are induction and laser brazing. In order to emphasize
the pros and cons of the foreign techniques, welded samples
have been analysed on both metallurgical and functional
point of view.
In particular, the effect of the process parameters variation,
concerning both the laser beam (power and time of impact)
and material surface initial conditions (presence or absence
of surface oxide layers) have been taken into account. These
aspects play a significant role in the presence of macroscopic
defects or in the joint deformation.
Therefore, the main goal of the paper is to find the optimal
process parameters in the case of laser brazing, in order to
obtain acceptable mechanical properties. As a matter of fact
that a good aesthetic appearance is a very fundamental requirement, in particular in components for glasses.
Keywords:
Brazeability; brazing fillers; copper alloys; induction
brazing; influencing factors; laser brazing; microstructure;
process parameters.
M. Merlin et al. - Influenza dei parametri del processo di brasatura sulle caratteristiche microstrutturali di giunti in leghe di rame
1. Introduzione
La necessità di unire componenti di
piccole dimensioni in tempi brevi, e contemporaneamente raggiungere alti livelli
di qualità ed elevate produttività, ha
portato all’ottimizzazione dei processi di
brasatura delle leghe ternarie Cu-Ni-Zn
(alpacche), tradizionalmente impiegate
nel settore della occhialeria. Tale tecnologia consente di ottenere giunti sufficientemente resistenti, evitando i problemi riscontrati con le saldature
autogene, nelle quali il metallo base
viene portato a fusione. I principali vantaggi di questa tecnica sono i ridotti
apporti termici, le limitate deformazioni
dei componenti, una zona termicamente
alterata di ampiezza limitata e la facile
automazione del processo [1].
Per garantire una buona qualità delle
giunzioni è necessario considerare
alcuni parametri che regolano il contatto
tra materiale base e materiale d’apporto
allo stato fuso. È infatti necessaria una
elevata bagnabilità che, a sua volta, è regolata dalle tensioni superficiali agenti
nel punto di contatto solido-liquido e
che varia a seconda del tipo di materiale,
della rugosità superficiale e in funzione
dell’impiego o meno di specifici flussanti.
La rugosità superficiale riduce l’effettivo
angolo di contatto tra una goccia di
liquido e la superficie solida, e allo
stesso tempo può favorire fenomeni di
capillarità tra il metallo d’apporto e la
superficie del metallo base: la diffusione
superficiale risulta in tal modo migliorata. Esiste però un valore limite della
rugosità superficiale, infatti se la superficie presenta delle cavità troppo profonde
può essere sfavorita la buona diffusione
del materiale d’apporto [1].
La presenza di ossidi superficiali costituisce uno dei maggiori ostacoli alla esecuzione della brasatura. Per rimuovere
questi eventuali strati e promuovere la
bagnabilità con il metallo d’apporto
vengono correntemente impiegati i cosiddetti flussanti, ovvero agenti chimici
che sono anche in grado di proteggere il
giunto da eventuali fenomeni di ossidazione durante il ciclo di brasatura. I flussanti, compatibili sia con il metallo d’apporto sia con il substrato, non devono
lasciare residui ed essere facilmente
rimossi dallo scorrimento della lega brasante allo stato liquido durante il processo [1]. I flussanti non sono, però, in
grado di rimuovere grassi, oli e contaminanti superficiali e pertanto i giunti
devono essere accuratamente puliti
prima della brasatura.
L’apporto termico nella brasatura viene
fornito tradizionalmente tramite induzione, ovvero si sfrutta l’effetto dell’induzione elettromagnetica per promuovere la formazione del giunto saldato.
Una corrente elettrica alternata, a bassa
tensione e ad alta frequenza, viene fatta
passare in una bobina che avvolge il
pezzo da riscaldare e, in tal modo, il
campo magnetico prodotto induce nel
metallo delle correnti indotte le quali,
per effetto Joule, riscaldano il materiale.
Il calore così generato deve portare a
fusione il materiale d’apporto pre-posizionato. Tale tecnica rappresenta un vantaggio qualora si debbano unire componenti nei quali non siano ammesse
alterazioni metallurgiche o quando
debbano essere minimizzate o impedite
le distorsioni. La brasatura ad induzione
viene effettuata quasi sempre in aria. La
forma delle bobine limita però l’applicazione di questo processo a geometrie di
forma semplice e l’accostamento delle
parti da unire deve essere molto accurato.
Una interessante alternativa a tale
tecnica di apporto termico è costituita
dall’utilizzo del laser Nd:YAG, che con
la potenza del suo fascio promuove la
fusione della lega brasante in tempi
molto contenuti. Il laser consente di otte-
nere densità di energia elevate, di focalizzare su aree di dimensioni ridotte e di
garantire velocità e produttività elevate.
Questo tipo di dispositivo funziona efficientemente sia quando la lega brasante
è pre-posizionata all’interfaccia delle
parti da unire sia quando la lega, in
modo continuo ed automatico, viene collocata sulle parti da assemblare.
2. Materiali e metodi di
brasatura
Correntemente impiegate in componenti
per occhialeria, in quanto presentano una
buona resistenza alla corrosione, sono
facilmente saldabili e lavorabili alle
macchine utensili, nel presente lavoro
sono state prese in considerazione le
leghe CuNi18Zn19Pb1 e CuNi18Zn20,
classificate come alpacche [2,3].
Nella Tabella I vengono riportati gli intervalli di composizione degli elementi
di lega, espressi come percentuali in
peso.
I componenti oggetto di indagine sono
costituiti da aste e scatole per montatura
di occhiali. A partire da una barra trafilata a freddo, le aste sono state prodotte
per stampaggio, mentre le scatole sono
state prodotte per asportazione di truciolo.
Sono state effettuate delle giunzioni accoppiando una scatola realizzata in lega
CuNi18Zn20 e un’asta realizzata in
CuNi18Zn19Pb1, utilizzando come materiale d’apporto una lega comunemente
denominata argentana, costituita al 50%
da rame e per il restante 50% da argento
e zinco. I giunti, che vengono analizzati
e trattati nel presente lavoro, sono stati
realizzati mediante le due tecniche di
brasatura ad induzione e di brasatura
laser, e le loro caratteristiche sono state
opportunamente confrontate a livello
microstrutturale. I parametri scelti per la
realizzazione dei giunti brasati ad induzione sono quelli tradizionalmente impiegati nella produzione industriale,
mentre si è proceduto per via sperimentale nella scelta dei parametri della bra-
TABELLA I - Composizione nominale (percentuale in peso) delle leghe studiate.
Lega
Cu
Ni
Pb
Zn
Sn
Mn
Fe
P
Altri
CuNi18Zn19Pb1
59.5-62.5
17-19
0.5-1.5
resto
0.2 max
0.7 max
0.3 max
0
0.2 max
CuNi18Zn20
62
17.5-18.5
0.03 max
resto
0
0.5 max
0.3 max
0
0.3 max
satura laser. I campioni più significativi,
realizzati mediante brasatura laser e a
cui si farà riferimento nel seguito, sono
riportati nella Tabella II con indicazione
dei parametri di processo.
Processo di brasatura ad induzione
Per la realizzazione dei giunti brasati ad
induzione sono state seguite le tradizionali procedure industriali. In tale tecnologia il calore viene prodotto per effetto
Joule da una bobina metallica che
avvolge i due componenti che devono
essere uniti. Il materiale d’apporto, sotto
forma di filo o di lamina, viene pre-posizionato, manualmente o automaticamente con macchine a controllo numerico, tra i due lembi da brasare. In tal
modo si ha la giusta quantità di lega brasante già inserita, e ciò rende più veloce
l’intero processo (Fig. 1).
La saldatura viene effettuata in atmosfera di gas inerte, composto per il 90%
da azoto e per il restante 10% da idrogeno, al fine di isolare la zona da saldare
dal contatto con l’ossigeno ed evitare ossidazioni che potrebbero compromettere
la qualità del giunto.
Se si considera la buona conducibilità
delle alpacche, che facilita la dispersione del calore prodotto dall’effetto
Joule, e dal momento che la temperatura
di fusione del materiale d’apporto è di
circa 570˚C, ne consegue che è necessaria una quantità di calore molto elevata
per provocare il cambiamento di stato
della lega brasante, con costi abbastanza
elevati.
Un difetto che frequentemente si verifica
in questo tipo di giunzioni è la formazione di fessure o cavità, provocate dal
fatto che il metallo d’apporto spesso non
bagna uniformemente la superficie del
metallo base, compromettendo quindi la
qualità dei giunti.
Figura 1 - Schema delle modalità di
inserimento del materiale d’apporto tra i due
lembi del giunto (asta e scatola di una
montatura per occhiali).
TABELLA II - Campioni analizzati e relativi parametri di brasatura laser.
Campione
n°
Potenza
[W]
Tempo
[s]
Stato
superficiale
1
1300
2.5
PRESENZA di ossido
superficiale
2
1240
960
3
1
ASSENZA di ossido
superficiale
3
1240
960 씮 720
3
1
PRESENZA di ossido
superficiale
4
1240
960 씮 720
3
1
ASSENZA di ossido
superficiale
Per superare il problema e ridurne gli
effetti negativi, è necessario bagnare una
delle due parti da brasare con un liquido
antiossidante, al fine di permettere alla
lega fusa di scorrere più facilmente nell’intercapedine tra i due lembi e consentire una migliore giunzione. Si utilizza a
tale scopo un composto flussante contenente tetra-borati e fluoro-borati di potassio, che permette di eliminare gli
ossidi pre-esistenti sulla superficie dei
lembi e preservarli dalla eventuale ulteriore ossidazione durante l’esecuzione
della saldatura.
Al termine del processo, i giunti
vengono lavati accuratamente con appositi detergenti e viene eseguito un decapaggio acido.
La presenza di eventuali contaminanti
sulla superficie dei lembi contrasta l’azione capillare e impedisce l’adesione
del flussante, facilitando la formazione
di inclusioni o di vuoti all’interno del
giunto brasato.
È quindi importante una accurata pulizia
prima di eseguire la giunzione, la
quale deve essere effettuata entro un
breve intervallo di tempo successivo
al lavaggio.
L’elevata temperatura raggiunta nella
zona di giunzione, anche se non determina la fusione dei lembi, provoca in
ogni caso una trasformazione microstrutturale
della
zona circostante con
formazione di una
ZTA (Zona Termicamente Alterata).
Tale zona deve
essere il più possibile contenuta per
evitare un deterioramento locale delle
proprietà meccaniche.
Processo di brasatura mediante fascio
laser
La brasatura laser di componenti per occhialeria in leghe di rame costituisce un
processo innovativo e in quanto tale è in
fase di sperimentazione e ottimizzazione. Nella brasatura laser, il fascio colpisce il dorso dell’asta e, per conduzione
termica, la laminetta di lega brasante
viene riscaldata fino a raggiungere la
temperatura di fusione. È importante
evitare che la superficie esterna dell’asta, investita dal fascio laser, raggiunga
la temperatura di fusione e a tal fine
occorre un preventivo e accurato calcolo
del flusso termico F o e del tempo di irraggiamento T, stabilendo come “condizioni al contorno” quelle corrispondenti
alla massima temperatura superficiale
che può raggiungere l’asta e alla temperatura di fusione del metallo brasante.
Nel momento in cui si procede con la
realizzazione del giunto, un pre-requisito fondamentale per la buona riuscita
della brasatura laser è la garanzia di
avere realizzato un intimo contatto tra le
superfici da unire e il materiale brasante,
per evitare la formazione di vuoti e altri
difetti lungo il cordone brasato. A tale
scopo sono stati appositamente progettati in laboratorio degli specifici afferraggi.
Per l’individuazione di un set di parametri, che nel caso specifico delle leghe
prese in considerazione potessero garantire un giunto brasato di buona qualità,
sono state eseguite numerose prove sperimentali, variando opportunamente sia
la potenza sia il tempo di emissione del
fascio. La scelta della potenza del laser
necessaria per promuovere la fusione del
metallo d’apporto è stata la fase più
critica della messa a punto del processo.
È stato infatti verificato che una variazione di più o meno l’1% nel valore prescelto può portare o alla fusione dell’asta
Profilo di temperatura
Temperatura (°C)
o alla mancata fusione del materiale
d’apporto: ne consegue, dunque, l’importanza dell’assoluta precisione della
valutazione dei parametri di processo.
Per questo motivo sono stati valutati gli
effetti provocati da diverse combinazioni
di potenza termica e intervalli di tempo,
in modo da individuare quali determinano i risultati migliori.
È stato riscontrato sperimentalmente che
un aumento del flusso termico e un contemporaneo accorciamento dei tempi
provoca un riscaldamento eccessivo del
dorso dell’asta, che pertanto fonde assorbendo calore; il metallo d’apporto, al
contrario, resta solido a causa del tempo
di esposizione troppo breve, non sufficiente cioè a far sì che il calore attraversi
per conduzione l’intero spessore dell’asta. Se invece si diminuisce eccessivamente la potenza termica aumentando
opportunamente il tempo di esposizione,
il metallo brasante non raggiunge temperature sufficientemente elevate da effettuare un legame stabile tra asta e
scatola e il giunto risulta quindi di scarsa
qualità.
I giunti di migliore qualità sono stati ottenuti operando con una potenza costante di 1240 W per i primi 3 secondi e
continuando ad applicare una potenza
minore e decrescente nel tempo, da
960 W a 720 W, nel secondo successivo.
In tal modo è stato possibile far mantenere una temperatura elevata alla lega
brasante per un intervallo di tempo superiore, evitando nel contempo il surriscaldamento e la fusione della superficie
dell’asta. Per questo caso specifico il
profilo di temperatura sulla superficie
interna dell’asta a contatto con il metallo
brasante è riportato nella Figura 2. Si
osserva che la superficie dell’asta si riscalda fino a circa 850˚C e, per conduzione, il metallo d’apporto fonde in
quanto la sua temperatura raggiunge i
580˚C circa. Il mantenimento alle alte
temperature consente di aumentare la
fluidità della lega brasante allo stato
liquido, che riesce a scorrere e bagnare
in maniera ottimale le due superfici. Il
successivo raffreddamento avviene in
modo lento limitando la formazione di
difetti che potrebbero innescare la formazione di cricche e di conseguenza il
distacco dei pezzi.
Un altro parametro, che è stato preso in
considerazione in quanto determinante
sulla qualità del giunto, è lo strato di
Tempo (s)
Figura 2 - Profilo di temperatura sulla superficie del metallo base che si trova a contatto con la
lega brasante.
ossido presente sulla porzione della superficie dell’asta colpita dal fascio laser,
in quanto la sua presenza influenza notevolmente l’assorbimento di calore. Lo
strato di ossido superficiale, infatti, possiede un coefficiente di assorbimento
termico molto più elevato di quello dell’alpacca; ne consegue che il metallo ossidato assorbe più calore rispetto al
metallo non ossidato, comportando un
aumento localizzato della temperatura
superficiale. Sono state condotte prove
sperimentali in cui volutamente non si è
provveduto alla eliminazione dell’ossido
superficiale e prove sperimentali in cui
le brasature sono state eseguite su aste
precedentemente pulite tramite levigatura alle carte abrasive con finezza
2000 mesh, in modo da togliere lo strato
di ossido superficiale.
Tutti i componenti, così realizzati variando i vari parametri di processo, sono
stati sottoposti ad una accurata indagine
visiva e microstrutturale post-brasatura.
I campioni più significativi, che sono
trattati nel presente lavoro, sono riportati
nella Tabella II.
3. Prove sperimentali e
caratterizzazione
microstrutturale
Le prove sperimentali di brasatura laser
sono state condotte presso i laboratori
RTM S.p.A. di Vico Canavese (Torino).
I giunti ottenuti sia per brasatura ad induzione sia per brasatura laser sono stati
caratterizzati e confrontati mediante
analisi microstrutturali, condotte con
l’ausilio di un microscopio ottico metallografico. Nel caso dei componenti
brasati laser, è stata eseguita anche una
prima indagine macroscopica con l’ausilio dello stereomicroscopio, al fine di
mettere in evidenza eventuali difetti macroscopici in grado di compromettere
l’estetica del giunto. I campioni sono
stati sezionati, inglobati e accuratamente
lucidati prima di eseguire l’attacco
chimico [4]; in tal modo è stato possibile
valutare non solo la bontà del giunto
brasato in termini di estensione reale
della superficie di contatto, ma anche le
eventuali alterazioni microstrutturali dei
metalli base e la morfologia del legante.
3.1 Giunti realizzati mediante
brasatura ad induzione
Nelle Figure 3 (a) e (b) sono riportate
due micrografie di un giunto ottenuto
mediante brasatura ad induzione. Come
risulta evidente dalle micrografie, l’asta
presenta una morfologia a grani fortemente allungati nella direzione di trafilatura, mentre la scatola presenta una
struttura a grani ricristallizzati in corrispondenza della saldatura, con cristalli
di maggiori dimensioni man mano che ci
si allontana dal giunto. Si rileva la presenza all’interno del metallo brasante di
una modesta quantità di porosità da gas
di dimensioni contenute.
Sono visibili difetti di riempimento
dovuti ad una non perfetta bagnabilità
delle superfici a contatto; il metallo
(a)
2
2
1
1
(b)
Figura 3 - (a) Presenza di piccole porosità all’interno del cordone di brasatura (1: asta; 2: scatola). (b) Difetti di riempimento nel cordone di
saldatura (1: asta; 2: scatola).
d’apporto allo stato fuso non è fluito
omogeneamente e sono rimaste alcune
cavità. Le proprietà del giunto in questo
caso, però, non risultano essere compromesse, anche se in generale tali tipi di
difetti, se particolarmente estesi,
possono provocare una diminuzione
della resistenza meccanica o zone preferenziali per l’innesco di cricche.
A più elevati ingrandimenti risulta evidente sia nella lega CuNi18Zn19Pb1,
che costituisce l’asta, sia nella lega
CuNi18Zn20, che costituisce la scatola,
la presenza di cristalli geminati dovuti al
processo di ricristallizzazione della struttura incrudita, indotto dal riscaldamento
necessario per effettuare la brasatura.
Nella micrografia della Figura 4 (a) è
evidente la morfologia dendritica del
(a)
cordone di brasatura tra la scatola e
l’asta e risulta chiaramente visibile come
sia avvenuta una buona adesione tra
metallo base e metallo d’apporto. Le
dendriti sono orientate nella direzione
preferenziale di smaltimento del calore.
Nella Figura 4 (b) si può notare la presenza di una microcavità di ritiro interdendritico, situata al centro del cordone
e caratterizzata da un bordo frastagliato
e non lineare.
In genere le microcavità di ritiro sono
dovute ad una quantità insufficiente di
materiale d’apporto e possono causare
l’innesco di cricche e la rottura dei pezzi
qualora sottoposti ad elevate sollecitazioni durante l’utilizzo. Nel caso dei
giunti brasati ad induzione, con i parametri utilizzati e ottimizzati industrial-
mente, la presenza di queste microcavità
di ritiro è risultata decisamente modesta.
Sono state inoltre eseguite prove di microdurezza Vickers HV 0.2 secondo un
profilo che permettesse di mettere in evidenza l’effetto dell’interazione del
metallo d’apporto fuso con i metalli base
di asta e scatola.
Nella Figura 5 è riportato uno di tali
profili di microdurezza Vickers HV0.2; si
nota che la durezza della scatola cala di
circa 70 HV0.2 man mano che ci si avvicina alla zona brasata, mentre l’asta
risente di un calo di durezza molto inferiore.
Pertanto il riscaldamento necessario per
promuovere l’unione dei due lembi non
ha particolari effetti negativi sulle proprietà meccaniche.
(b)
Figura 4 - (a) Ingrandimento del cordone di brasatura: struttura dendritica. (b) Ritiro interdendritico nel cordone di brasatura.
Durezza (HV0.2)
Profilo di microdurezza
Scatola
Asta
Distanza dalla saldatura (μm)
Figura 5 - Profilo di microdurezza Vickers HV0.2 dopo brasatura; il punto 0 corrisponde al
cordone di brasatura.
3.2 Giunti realizzati mediante
brasatura laser
I campioni più significativi, realizzati
mediante brasatura laser al variare dei
parametri di processo, sono già stati presentati nella Tabella II e sono stati
oggetto di una approfondita indagine
microstrutturale.
(a)
(b)
Figura 6 - (a), (b) Difetto macroscopico di fusione dell’asta durante una brasatura laser.
(a)
Figura 7 - (a), (b) Brasature laser eseguite correttamente.
(b)
Prima di procedere alla realizzazione dei
provini metallografici, sono state eseguite delle analisi non distruttive di tipo
visivo sulla base di immagini a basso ingrandimento ottenute con lo stereomicroscopio. In tal modo sono stati messi
in evidenza i macrodifetti proponendone
anche una possibile spiegazione, aspetto
che ad elevato ingrandimento non è
sempre possibile valutare.
Nella fase iniziale di individuazione dei
parametri di brasatura laser sono stati
realizzati dei campioni che presentavano
una superficie dell’asta parzialmente
fusa e con metallo d’apporto che non era
stato in grado di fondere completamente,
a causa di potenze termiche troppo
elevate e tempi di esposizione al fascio
laser troppo brevi. Nelle Figure 6 (a) e
(b) sono riportate due immagini allo ste-
reomicroscopio di un campione in cui
l’interazione con il fascio laser ha generato un’ampia zona di fusione che oltretutto si è immediatamente ossidata; la
fusione del metallo ha generato un restringimento della sezione trasversale e
un rigonfiamento dell’asta nella zona
centrale.
Variando i parametri di processo, tra i
quali potenza termica, tempi di esposizione e controllo dello stato superficiale
di ossidazione, è stato possibile ottenere
dei componenti brasati con caratteristiche superficiali decisamente migliori,
nei quali è risultata presente solo una
leggera ossidazione superficiale dell’asta e la lega brasante è stata in grado di
fluire correttamente.
Nelle Figure 7 (a) e (b) sono riportate
due immagini allo stereomicroscopio di
un componente caratterizzato da un accettabile aspetto estetico.
(a)
3.2.1 Brasatura laser: campione 1
L’asta e la scatola in questo campione
sono stati brasati utilizzando una
potenza laser pari a 1300 W con un
tempo di esposizione di 2.5 secondi. Il
breve tempo di esposizione alla alta temperatura generata dal fascio laser ha impedito la fusione dell’asta, il metallo
d’apporto ha superato di poco la temperatura di fusione, ma purtroppo per
troppo poco tempo; ciò non ha consentito alla lega brasante di scorrere sufficientemente e di bagnare in modo corretto la superficie a contatto di asta e
scatola. Le analisi microstrutturali hanno
confermato la scarsa resistenza del
legame generatosi tra i due componenti.
Nelle micrografie delle Figure 8 (a) e (b)
si evidenzia la presenza di un numero
molto elevato di porosità da gas e di zone
che non sono state bagnate dal materiale
brasante, quindi la giunzione non è in
grado di garantire la sufficiente resistenza meccanica. Il legame tra materiale
brasante e i due lembi, inoltre, si è generato solo nella parte sottostante al raggio
laser, zona che è riuscita a raggiungere le
temperature più elevate; nelle regioni
adiacenti il metallo d’apporto non ha raggiunto la temperatura di fusione ed è
rimasto solido. Come si può notare nella
Figura 8 (c), la forza del legame è risultata per di più compromessa dalla presenza di uno strato di ossido all’interfaccia tra il metallo brasante e i due lembi.
Tale strato dovrebbe essere necessariamente eliminato prima di eseguire la brasatura, per il fatto che altrimenti la giunzione si forma con lo strato di ossido e
non con il metallo base. La giunzione
risulta dunque critica in quanto lo strato
di ossido è in grado di distaccarsi facilmente e non è possibile garantire delle
buone doti di resistenza meccanica.
(b)
(c)
Figura 8 - (a), (b) Presenza di difetti nella zona del cordone di brasatura. (c) Cordone di saldatura ad elevato ingrandimento: presenza di strato
ossidato.
In questo caso, per consentire una maggiore scorrevolezza del metallo d’apporto, la brasatura è stata eseguita con
un tempo più prolungato di esposizione
al fascio laser e con una potenza di poco
inferiore. È stata utilizzata una potenza
iniziale di riscaldamento di 1240 W per
un tempo di 3 secondi ed una successiva
permanenza per un secondo alla potenza
di 960 W.
La superficie dell’asta investita dal
fascio laser non è andata completamente
a fusione ma si è creato un difetto macroscopico per effetto del tempo più
prolungato di esposizione alle alte temperature. Nelle micrografie della Figura
9 è visibile la microstruttura dell’asta
nella zona di incidenza del fascio laser
che è stata parzialmente fusa e risolidifi-
(a)
cata; è possibile riconoscere una zona
termicamente alterata adiacente al
metallo base inalterato, mentre nella
zona che parzialmente si è fusa è presente una struttura dendritica secondo la
direzione preferenziale di smaltimento
del calore.
La scelta di questi parametri ha consentito un raffreddamento più lento e al materiale brasante di fluire in maniera
più omogenea tra i due lembi da unire.
Nonostante ciò sono stati riscontrati dei
difetti di dimensioni rilevanti all’interno
del cordone di brasatura, generati anche
in parte dalle difficoltà di creare un
intimo contatto tra i lembi da unire.
Nelle micrografie delle Figure 10 (a) e
(b) sono visibili cavità e porosità all’interno del materiale d’apporto, anche se
la bagnabilità appare buona dato che a
maggiori ingrandimenti si nota la presenza di un sottile strato di materiale
brasante ai bordi delle cavità.
Per la realizzazione di questo campione
è stata scelta una potenza del fascio laser
di 1240 W per un tempo di esposizione
di 3 secondi, a cui ha fatto seguito un
mantenimento del riscaldamento per un
ulteriore secondo con una potenza che è
stata fatta decrescere linearmente da
960 W a 720 W.
La scelta di questi parametri ha portato
alla formazione di un difetto macroscopico dell’asta a seguito di una fusione
estesa nella zona colpita dal fascio laser;
il componente si è presentato esteticamente come nella Figura 6. Si è ritenuto
che la fusione localizzata dell’asta sia
(b)
Figura 9 - (a) Zona dell’asta investita dal fascio laser. (b) Particolare della zona fusa e termicamente alterata.
(a)
(b)
Figura 10 - (a), (b) Difetti nel cordone di saldatura: mancati riempimenti e porosità.
come riportato nella Figura 7, non
presenta dei particolari problemi
estetici, in quanto l’asta non ha
subìto processi di fusione localizzata.
Analizzando l’intero cordone sono
presenti alcune piccole zone di
mancato riempimento che, più che
alla incapacità del materiale d’apporto di scorrere e bagnare omogeneamente l’intercapedine di giunzione, sembrano essere dovute ad un
non perfetto allineamento e posizio-
(a)
(b)
(c)
Figura 11 - (a) Porosità nella zona fusa dell’asta. (b) Struttura dendritica della zona fusa. (c) Particolare della zona termicamente alterata.
stata provocata dalla presenza di uno
spesso strato di ossido superficiale.
Come evidenziato nella Figura 11 (a),
nella zona dell’asta che si è fusa sono
presenti un numero molto elevato di porosità da gas formatesi a causa dell’assenza di un ambiente protettivo durante
l’esecuzione della brasatura.
Nelle micrografie delle Figure 11( b) e
(c) è evidente la presenza dei cristalli
dendritici, generatisi nella rapida risolidificazione del metallo, e la zona termicamente alterata che non è andata a
fusione, ma che ha subìto inevitabilmente un trattamento termico.
Le micrografie della Figura 12 mostrano, oltre che difetti di mancato riempimento, la presenza di bolle all’interno
del cordone di brasatura, generate non
dalla scarsa bagnabilità del metallo brasante, ma dalla presenza di gas attivo
(aria) che è penetrato durante il processo.
Il campione 4 è stato realizzato, così
come il campione 3, applicando una
potenza di 1240 W per un tempo di
esposizione di 3 secondi e, per evitare
che il giunto si raffreddasse troppo in
fretta, si è prolungato il riscaldamento
optando per una riduzione lineare della
potenza, da 960 W a 720 W, nel secondo
successivo. Nei campioni precedenti si
era notato l’effetto negativo esercitato
dallo strato di ossido presente sulla superficie dell’asta; infatti l’ossido, possedendo un coefficiente di assorbimento
termico maggiore del metallo, assorbiva
una elevata quantità di calore, provocando il surriscaldamento localizzato
dell’asta. In questo caso si è provveduto,
quindi, a ripulire dallo strato di ossido la
zona investita dal fascio laser, mediante
un processo di abrasione meccanica,
prima di eseguire la brasatura. Si è ottenuto in questo modo un campione che,
namento dei due lembi. Tali problemi
sono senz’altro eliminabili progettando
dei supporti con tolleranze più strette,
utilizzabili per la produzione industriale.
Nella Figura 13 (a) è riportata una micrografia del cordone di brasatura in cui
si nota come vi sia stata una buona bagnabilità tra lega brasante e metallo
base.
Se si confronta tale micrografia con
quella della Figura 3 (a), si nota che il
livello di porosità è inferiore, però è evidente l’effetto sulla microstruttura dell’asta a seguito dell’elevata concentrazione del fascio laser.
Nella micrografia della Figura 13 (b) si
nota, a basso ingrandimento, come inevitabilmente siano presenti delle cavità
da gas e nel particolare della Figura 13
(c), a maggiore ingrandimento, si evidenzia la buona qualità del cordone di
saldatura che presenta struttura dendritica. L’aspetto negativo è rappresentato
(a)
(b)
Figura 12 - (a), (b) Difetti di riempimento e porosità nel cordone di brasatura.
dalla presenza dello strato di ossido che
separa la lega brasante dal metallo base,
influendo negativamente sulle proprietà
resistenziali del giunto.
Per componenti di occhialeria di piccole
dimensioni realizzati in alpacca è stato
individuato, come possibile processo alternativo alla tradizionale brasatura ad
induzione, la brasatura laser Nd-YAG.
Sono state effettuate numerose prove
sperimentali, presso i laboratori dell’RTM di Vico Canavese (Torino), allo
scopo di confrontare i risultati della brasatura ad induzione con quelli della più
innovativa brasatura laser. Le analisi microstrutturali hanno permesso di caratterizzare in modo dettagliato i giunti ottenuti con i due processi.
Le analisi condotte sui giunti realizzati
con la tecnica della brasatura ad indu-
(a)
(b)
Conclusioni
(c)
Figura 13 - (a) Effetto del riscaldamento sul metallo base dell’asta. (b) Porosità da gas presente nel cordone di brasatura. (c) Presenza di strati di
ossido tra cordone e metallo base.
zione, applicata con successo nei processi industriali nel settore della occhialeria, hanno confermato il buon livello
qualitativo raggiunto, in termini di
buona bagnabilità, bassa porosità e
difetti di riempimento circoscritti.
Nella realizzazione dei giunti mediante
brasatura laser è stato valutato l’effetto
di parametri quali la potenza, il tempo di
esposizione al fascio e lo stato di ossidazione superficiale. L’impiego di potenze
elevate del fascio laser, con tempi di
esposizione brevi, ha provocato nella
maggior parte dei casi una fusione del
metallo base e difficoltà di fusione del
metallo d’apporto. Tempi di esposizione
più lunghi e potenze più basse hanno
fornito in genere migliori risultati, anche
se l’effetto dello strato di ossido superficiale è risultato cruciale. L’ossido, in
virtù del suo maggiore coefficiente di assorbimento termico rispetto al metallo
base, crea problemi di surriscaldamento
locale. Anche sulle superfici interne dei
lembi sarebbe necessario eseguire l’asportazione dell’ossido prima di eseguire la brasatura, per incrementare la
resistenza del giunto. In certi casi sono
stati riscontrati difetti microstrutturali
nel metallo base in prossimità della zona
di giunzione, a causa dell’eccessivo riscaldamento generato dal fascio laser.
Certamente si tratta di prove sperimentali preliminari, studi successivi ci consentiranno di ottimizzare i parametri di
processo anche con l’ausilio di calcoli
numerici.
Ringraziamenti
Si ringraziano l’Ing. M. Cantello e l’Ing.
P. Castelli, RTM S.p.A., per la collaborazione nella ricerca e per la disponibilità nella realizzazione sperimentale dei
giunti brasati mediante fascio laser.
Bibliografia
[1]
[2]
[3]
[4]
Giles Humpston and David M. Jacobson: «Principles of soldering and
brazing», ASM International, 1993.
ASM Specialty Handbook, Copper and Copper Alloys, edited by Davis J.R.,
ASM International, 2001.
Günter Joseph: «Copper: its trade, manufacture, use and environmental
status», ASM International, 1999.
Gorge F. Vander Voort: «Metallography: principles and practice», ASM International, 1999.
Mattia MERLIN, si è laureato in Ingegneria dei Materiali (v.o.) nel 2004 presso la Facoltà di Ingegneria dell’Università di
Ferrara, discutendo una tesi sperimentale svolta presso il Centro Ricerche Fiat di Orbassano (To). Attualmente è assegnista di
ricerca e dottorando in “Scienze dell’Ingegneria”, curriculum “Metallurgia”, presso il Dipartimento di Ingegneria dell’Università di Ferrara. Svolge la propria attività di ricerca su tematiche di interesse metallurgico, ed in particolare sulla caratterizzazione meccanica e microstrutturale di leghe di alluminio da fonderia, di leghe di rame e di leghe a memoria di forma Ni-Ti. Tiene
un corso integrativo dal titolo “Fonderia, saldatura ed innovazione tecnologica” nell’insegnamento di “Tecnologie Metallurgiche” del Corso di Laurea Magistrale in Ingegneria dei Materiali. È autore di una serie di pubblicazioni su riviste nazionali ed
internazionali.
Ilaria CREPALDI, ha conseguito la laurea specialistica in Ingegneria dei Materiali nel 2006 presso la Facoltà di Ingegneria dell’Università di Ferrara, con tesi sperimentale sulla valutazione delle metodologie innovative di giunzione di componenti per occhialeria. Ha lavorato nel periodo Giugno 2006 - Maggio 2007 come assegnista di ricerca presso il laboratorio di Metallurgia
del Dipartimento di Ingegneria dell’Università di Ferrara. Durante questo periodo ha svolto una attività di ricerca sull’analisi
dei processi di saldatura e brasatura laser di materiali innovativi in lega di rame per occhialeria. Attualmente lavora presso Socotherm S.p.A come Sales Manager Assistent per la vendita di impianti di rivestimento anticorrosivo ed isolante di tubi in
acciaio ad aziende estere.
Gian Luca GARAGNANI, laureato in Chimica Industriale nel 1979, è stato ricercatore universitario dal 1983 al 1998 presso l’Istituto di Metallurgia dell’Università di Bologna, professore associato (dal 1998 al 2004), poi professore ordinario di “Metallurgia” presso la Facoltà di Ingegneria dell’Università di Ferrara. È stato responsabile scientifico di Unità Operative partecipanti a progetti di ricerca nazionali ed internazionali, membro di comitati scientifici di convegni nazionali ed internazionali ed
autore di oltre 100 pubblicazioni scientifiche su riviste italiane e straniere. Svolge attività di ricerca su tematiche di interesse metallurgico, riguardanti essenzialmente la caratterizzazione microstrutturale e lo studio del comportamento meccanico di leghe di
alluminio, di compositi a matrice metallica, di leghe di rame, di varie classi di acciai tradizionali ed innovativi. Si occupa inoltre
di indagini analitico-strutturali su manufatti metallici di interesse archeologico e storico-artistico.
Luca TREBBI, si è laureato in Ingegneria dei Materiali (v.o.) nel 2005 presso la Facoltà di Ingegneria dell’Università di Ferrara
discutendo una tesi sperimentale sulla criccabilità a caldo di leghe di rame da fonderia. Attualmente lavora nell’Ufficio Ricerca
e Sviluppo Nuovo Prodotto presso la Visottica Industrie S.p.a. di Susegana (TV), azienda di meccanica di precisione specializzata nel settore della minuteria per occhiali. In particolare, è responsabile della gestione del Portafoglio brevetti Visottica, dello
sviluppo dei nuovi brevetti e della ricerca brevettuale nel settore dell’occhialeria.
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Opening time:
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Segreteria organizzativa
Piazza Costituzione 6 • 40128 Bologna, Italia • tel. +39 051 282 111
fax +39 051 6374014 • [email protected]
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Nazione Country
Tel. Phone
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E-mail E-mail
Attività dell’azienda Activity
01
Costruttori di Macchine per il Packaging (specificare industria/industrie
di riferimento ad es. Alimentare, Chimica, Farmaceutica, ecc.):
Packaging Machine Manufacturers (specify the reference industry/
industries, e.g. food, chemical, pharmaceutical, etc.):
02
03
04
Studio di Progettazione Design Studio
Studio di Consulenza Consultancy Studio
Altro (specificare): Other (specify):
Settori di interesse Sectors of interest
01
02
03
04
Tecnologie & Engineering Technologies & Engineering
Materiali Materials
Subfornitura Subcontracting
Componentistica Components
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no. 196/2003, contactable at BolognaFiere S.p.A., Viale della Fiera n°20, is the Director of Personnel, Organization and Systems at
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is available on the web page www.bolognafiere.it/privacy. Data and permission for said data to be processed are provided on an optional
basis, but are necessary conditions for the activities described above to be performed. The interested party, after reading the notice
pursuant to art. 13 of Legislative Decree no. 196/2003 grants his/her permission for his/her personal data to be processed, under the
conditions set out above by checking the adjacent box.
HIGH TECHNOLOGY
FOR THE FUTURE
OF PACKAGING VALLEY
INVITO INVITATION INVITO INVITATION
DA PRESENTARE COMPILATO ALLE BIGLIETTERIE
TO BE PRESENTED FILLED IN AT THE TICKET COUNTER
Saldatura EBW di 4 differenti tipologie di
contatti a radiofrequenza per il “Large
Hadron Collider”
(LHC) del CERN
G. Barbieri *
F. Cognini *
M. Moncada *
Sommario / Summary
Il presente lavoro, nato nell’ambito di una collaborazione fra
CECOM ed ENEA, descrive le fasi di fabbricazione di 417
contatti a radiofrequenza (RF) realizzati mediante saldatura
Electron Beam Welding (EBW) che saranno utilizzati per la
realizzazione del Large Hadron Collider. L’LHC, in costruzione nei dintorni di Ginevra, è una macchina progettata per
far collidere fasci di protoni ad alta energia, che saranno fatti
circolare, prima dell’impatto, su un percorso di 27 km. I contatti RF sono dispositivi utilizzati, in corrispondenza delle
sezioni di interconnessione della macchina, per garantire la
continuità elettrica alla schermatura del fascio di protoni. La
loro realizzazione prevede la saldatura di un collare in rame
Oxygen Free (flangia) ad una lamina sagomata in lega rame berillio (Cu-Be), UNS C17410, placcata in argento (fingers).
Vista l’elevata conducibilità del rame, gli spessori in gioco ed
il tipo di giunzioni, la tecnologia Electron Beam Welding,
grazie alla possibilità di focalizzare l’energia con densità di
potenza superiore a 107 W/cm2, è l’unica in grado di realizzare
la saldatura per fusione delle 4 tipologie di contatti RF per un
totale di 417 componenti. Per la messa a punto dei parametri e
la stesura delle relative pWPS sono stati utilizzati mock-up dei
componenti che riproducevano in modo fedele la geometria
dei differenti tipi di giunzione. I range di potenza, velocità e
focalizzazione scelti hanno permesso la saldatura dei componenti con velocità lineari comprese fra 1.5 e 2.1 m/min con
cordoni estremamente stretti. Le principali problematiche
hanno riguardato la definizione dell’angolo di incidenza, delle
rampe di salita ed evanescenza della potenza e del punto di focalizzazione ottimale.
This work describes the stages of manufacturing a series of
radio frequency contacts (RF-contacts) for the Large Hadron
*
Collider (LHC). The activities were carried out by ENEA
Casaccia in collaboration with CECOM. The LHC, under
construction near Geneva, is a machine designed for developing high-energy protons beams collision. The protons will be
circulated before the impact, on a path of 27 km. The RF-contacts are devices placed at the interconnections along the
beam path, in order to guarantee continuity to the electro
magnetic shielding. They are designed to minimize electrical
contact resistance between a series of sliding contact (fingers)
and a fixed part. The fingers are manufactured from a thin,
silver-coated copper beryllium sheet and they are supported
by an oxygen-free copper flange. The sheet and flange were
joined by Electron Beam Welding (EBW). The different thickness of the parts, the high thermal conductivity of copper and
the joints configuration determined the choice of EBW as the
only possible technology for realizing the device. EBW
permits to concentrate energy in a spot with power density
greater than 10 7 W/cm 2, so that it can melt a small volume
with high speed, useful for welding high conductivity materials. In order to draft the Preliminary Welding Procedure Specification several mock-up components were used to replicate
the geometry of the different types of joints. The range of
power, speed and focus allowed the welding of the components
with a linear speed in a range between 1.5 and 2.1 m/min with
extremely tight seams. The main issues addressed in this work
have included the definition of the angle of incidence, the rise
and evanescence power ramps and the beam pointing.
Keywords:
Copper; copper alloys; EB welding; flanges; influencing
factors; mechanical engineering; precision engineering;
process parameters.
ENEA Dip. FIM MAT TEC CR CASACCIA - Santa Maria di Galeria (RM).
G. Barbieri et al. - Saldatura EBW di 4 differenti tipologie di contatti a radiofrequenza per il “Large Hadron Collider” (LHC) del CERN
1. Introduzione
L’impiego del fascio elettronico per la
fusione di un metallo fu sperimentato
per la prima volta nel 1879 mentre la
prima applicazione “industriale” fu brevettata dal fisico tedesco Marcello von
Pirani nel 1905 [1]. Ancora oggi, la tecnologia di saldatura a fascio elettronico
viene impiegata in settori di nicchia
dove sono previsti elevati standard di
qualità ed una elevata vita attesa per il
prodotto; basti pensare al settore degli
impianti nucleari, dell’aerospaziale e
dell’aeronautica. La saldatura EBW è indispensabile anche nella realizzazione di
componenti per acceleratori e in macchine sperimentali per laboratori di
ricerca ove l’impiego di materiali speciali (tantalio, molibdeno, zirconio,
tungsteno ecc.), saldature fra materiali
dissimili e/o la necessità di avere standard di qualità estremamente elevati e
ridotte distorsioni, fanno del processo di
saldatura a fascio elettronico l’unico applicabile.
Lo scopo del lavoro è stato l’assemblaggio, mediante saldatura EBW, di quattro
diversi tipi di contatti a radiofrequenza
(RF) per il Large Hadron Collider
(LHC) del CERN.
L’LHC, in costruzione nei dintorni di
Ginevra, è una macchina progettata per
far collidere fasci di protoni ad alta
energia (7 TeV) [2]. I contatti RF sono
dispositivi utilizzati, in corrispondenza
delle numerose sezioni di interconnessione della macchina, per garantire la
continuità elettrica alla schermatura del
fascio e assicurare l’immunità dai disturbi elettro-magnetici [3].
Pur trattandosi di componenti secondari,
essi sono indispensabili per la funzionalità dell’acceleratore. Infatti, una causa
possibile di instabilità dei fasci di
protoni è l’interazione elettro-magnetica
delle particelle con le strutture metalliche circostanti, in particolare in corrispondenza dei giunti di dilatazione, necessari per compensare i ritiri alla
temperatura di lavoro (1.9 K).
Pertanto le connessioni del percorso sono dotate
di corone di contatti a lamella
(fingers), coassiali
con il fascio, che
rendono continua
la schermatura,
compensando
altresì disassamenti e ritiri delle
singole sezioni
(Fig. 1).
I contatti RF
devono rispondere
a particolari speci- Figura 1 - Schema di una connessione a radiofrequenza dell’LHC [3].
fiche riguardanti
Cannone Elettronico sfruttando il fenola resistenza elettrica totale, che si
meno dell’emissione termoionica dei
compone di due parti, una dovuta alle
metalli. Un catodo di tungsteno, portato
lamelle stesse, l’altra al contatto.
alla temperatura di circa 2500 °C, emette
Il materiale scelto per le lamelle è una
elettroni che sono accelerati in direzione
lega rame - berillio (UNS C17410) che
dell’anodo dalla differenza di potenziale
unisce bassa resistività a buona resiesistente tra i due poli del circuito, diffestenza meccanica e duttilità alla temperenza che a seconda delle applicazioni
ratura criogenica.
varia da qualche decina a qualche centiLe lamelle sono inoltre placcate in Ag
naio di kV. Il fascio di elettroni così geper diminuire la resistenza di contatto
nerato, per effetto del campo elettrico
evitando l’effetto dell’ossidazione del
interno al cannone, converge in un punto
rame.
(cross-over elettrostatico) situato nei
Ciascun gruppo di contatti è ricavato da
pressi dell’anodo, oltrepassato il quale
un unico lamierino (spessore 0.3 mm) di
tende a divergere. Per evitare la diverCu-Be il cui lembo continuo deve essere
genza, il fascio viene fatto passare attracollegato ad una flangia in rame Oxygen
verso un campo magnetico d’intensità
Free (OF) mediante una o due saldature.
controllata, generato dalla bobina di foL’unica tecnica di saldatura applicabile,
calizzazione, in modo da farlo convervisti gli spessori in gioco, le tolleranze
gere in prossimità della superficie del
dei componenti ed il tipo di materiale, è
pezzo. Usualmente, oltre alla bobina di
la tecnica EBW, richiesta espressamente
focalizzazione, gli impianti di saldatura
dal CERN.
EBW sono dotati anche della bobina di
Il lavoro è stato svolto su richiesta della
deflessione che, se richiesto da particoditta CECOM snc di Guidonia Montecelari esigenze, permette di impartire al
lio (RM), ed ha comportato:
• prove di fattibilità e messa a punto dei
fascio oscillazioni di forma e frequenza
parametri;
predeterminati.
• progettazione di attrezzature accessoNella Figura 2 è mostrato lo schema di
rie;
funzionamento del cannone Techmeta
• saldatura dei componenti, per un
CT4, installato presso il CR ENEA della
totale di 417 pezzi finiti (789 saldaCasaccia, utilizzato per questo lavoro.
ture).
La saldatura avviene all’interno di una
camera da vuoto che, a seconda delle applicazioni, può avere un grado di vuoto
2. Saldatura a fascio elettronico variabile tra 10-1 e 10-3 mbar. La fusione
Electron Beam Welding
avviene sfruttando il principio della tra(EBW): principio fisico
sformazione dell’energia cinetica degli
elettroni in energia termica. In sostanza
Nei moderni impianti, il fascio di eletsi tratta di un processo di saldatura per
troni viene generato in una camera sotto
fusione Keyhole, sotto vuoto, senza mavuoto (10 -5 - 10 -6 mbar) dal cosiddetto
teriale d’apporto che, grazie alle eleva-
tissime densità di potenza in gioco
(107 ÷ 109 W/cm2) si caratterizza per l’elevato rapporto di forma (profondità/larghezza di saldatura) che raggiunge
valori fino a 40.
Filamento
Catodo
Wehnelt
Valvola
Vuoto
-5
10 mbar cannone
3. Descrizione e caratteristiche
principali dell’impianto EBW
del CR ENEA Casaccia
L’impianto utilizzato per l’esecuzione
delle saldature è situato nel centro ricerche ENEA - Casaccia di Roma ed è in
dotazione all’Unità “Tecnologie e processi di trattamento e rivestimento dei
materiali” (FIM MAT TEC) ed è costituito dai seguenti componenti:
• Un cannone ad elettroni (Techmeta),
modello CT4 con potenza massima
di 50 kW e tensione massima d’accelerazione di 80 kV. Il funzionamento è in triodo a riscaldamento indiretto.
Il cannone è posto normalmente in
posizione verticale, ma per saldature
di grossi spessori ha la possibilità di
essere posizionato ad asse orizzontale per evitare gli effetti della forza
di gravità sul bagno di fusione. Esso
è montato su un sistema di movimentazione che consente una traslazione trasversale (sull’asse Y) di 450
mm con velocità regolabili da 0.1 a
4 m/min. Al suo interno si raggiunge
un vuoto di 10-5÷10-6 mbar.
• Una camera di saldatura di 1.3 m3 (dimensioni interne: lunghezza 1300
mm; larghezza 1000 mm; altezza
1000 mm) contenente il sistema di
posizionamento e traslazione trasversale (sull’asse X) dei pezzi da saldare.
La corsa utile della tavola porta-pezzi
è 580 mm, con la possibilità di regolare la velocità da 0.1 a 4 m/min. Il
vuoto nella camera durante la saldatura è di 10-3÷10-4 mbar ed il gruppo
di pompaggio permette il suo raggiungimento in circa 3 minuti.
• Due bobine di focalizzazione del
fascio alimentate e comandate elettronicamente da un generatore a c.c.
regolabile da 0 a 5 A.
• Una bobina di deflessione che consente di deflettere la traiettoria del
fascio nelle direzioni X e Y singole o
combinate, con una frequenza
massima di 2000 Hz e forme d’onda
differenti che permettono di deflet-
Illuminazione
Focalizzazione
bobina primaria
Focalizzazione
b. secondaria
Deflessione
X-Y
ra di
Came tura
a
d
l
a
s
-3
10 mbar
Saldatura
Allineamento/controllo
Figura 2 - Schema del Cannone Elettronico CT4.
tere il fascio in modo circonferenziale, quadrangolare ecc. La visualizzazione della deflessione è possibile
tramite oscilloscopio dedicato integrato nel sistema di controllo.
• Un sistema CNC che permette di controllare oltre ai parametri di saldatura
la movimentazione interpolata degli
assi X, Y e se necessario del mandrino rotante. Per il processo di messa
a punto e ricerca rapida dei parametri
di saldatura è possibile utilizzare un
sistema di controllo esterno semiautomatico (Joystick).
Nella Figura 3 è mostrato l’impianto di
saldatura utilizzato per la messa a punto
del processo.
L’impianto di saldatura è dotato anche di
un sistema di acquisizione dati che permette di registrare i principali parametri
di processo.
Grazie al funzionamento in triodo, per
un dato valore della tensione d’accelerazione, la quantità di elettroni emessi dal
cannone viene stabilita variando il potenziale, negativo rispetto al catodo, di
un terzo elettrodo: il Wehnelt. La corrente del fascio può quindi essere rego-
Figura 3 - Vista d’insieme dell’impianto di saldatura e del sistema di controllo.
lata indipendentemente dal valore della
tensione di accelerazione (V) entro il
valore massimo definito dalla curva di
saturazione in diodo. In questo modo è
possibile modulare la potenza del fascio
adattandola alle caratteristiche chimiche
e fisiche del materiale da saldare.
4. Influenza dei principali
parametri della saldatura a
fascio elettronico
I parametri fondamentali di saldatura
EBW sono i seguenti:
1. Tensione d’accelerazione (V)
2. Corrente del fascio (I)
3. Corrente di focalizzazione (If)
4. Velocità di saldatura (vs)
5. Distanza di tiro (Dt) o distanza di focalizzazione massima
6. Deflessione
In modo schematico di seguito si cercherà di dare, ai non addetti ai lavori,
una panoramica sull’influenza dei parametri sulla geometria del cordone di saldatura EBW.
Una maggiore tensione d’accelerazione
induce una minore forza repulsiva reciproca degli elettroni del fascio, ciò facilita la focalizzazione e permette di incrementare il potere penetrante del fascio
ed aumentare la distanza di tiro (Dt).
La corrente del fascio determina la capacità di penetrazione e la quantità di materiale fuso. Il valore dei mA è scelto
tenendo in considerazione la velocità di
saldatura, poiché i due parametri sono
strettamente collegati alla forma del
bagno di fusione. La corrente del fascio
insieme alla tensione d’accelerazione
determinano la potenza del fascio elettronico (P = V I).
Il campo magnetico, generato dalla corrente di focalizzazione che alimenta la
bobina, provoca una deviazione della
traiettoria del fascio ottenendo la sua
convergenza in un punto denominato
“fuoco”.
A tensione di accelerazione costante, la
corrente di focalizzazione determina la
D t . Una variazione di V impone in
genere una correzione della corrente di
focalizzazione per il mantenimento della
D t . Non sempre è necessario lavorare
alla massima focalizzazione possibile,
anzi, come nel caso trattato di spessori
sottili, la focalizzazione e la tensione di
accelerazione devono essere un buon
compromesso per garantire la fusione
localizzata senza il rischio del taglio del
materiale (eccesso di focalizzazione).
Tutti i parametri di saldatura appena
menzionati influenzano fortemente il
processo di saldatura con modalità peculiari ed effetti combinati. La potenza del
fascio, insieme alla posizione di focalizzazione, interessa per lo più le forze che
agiscono nel keyhole.
I processi dinamici, compresi la solidificazione e il raffreddamento, sono invece
influenzati dalla velocità di saldatura. La
velocità di saldatura assieme alla
potenza del fascio determinano il rapporto di forma (profondità/larghezza)
della zona fusa (ZF).
Con la bobina di deflessione montata direttamente dopo la bobina di focalizzazione, è possibile deviare il fascio elettronico dalla sua direzione naturale. La
completa definizione della deflessione
richiede la scelta della funzione d’onda,
della frequenza, dell’ampiezza e della
fase in due differenti direzioni. Oltre a
permettere la pendolazione del fascio su
superfici di dimensioni notevoli per operazioni di cladding e remelting, la deflessione circonferenziale ad elevata frequenza è spesso richiesta nella saldatura
delle leghe di alluminio, per eliminare le
porosità e migliorare l’aspetto superficiale del cordone.
5. Set-up sperimentale
L’impianto utilizzato, a differenza degli
impianti comuni, è dotato di due bobine
di focalizzazione, la bobina alta e la
bobina bassa (cui segue quella di deflessione). Modificando la distanza fra le
due bobine con l’ausilio di collettori a
differente lunghezza (100, 200, 300 e
400 mm) è possibile variare la distanza
di lavoro rispetto al piano mobile (asse
X) senza superare il range ottimale della
distanza di tiro che, per garantire la focalizzazione ottimale del fascio, non dovrebbe superare i 150 mm.
Per permettere il posizionamento del
mandrino rotante assieme ai componenti
da saldare, sia a 10° sia ad 80°, fra la
verticale e l’asse del mandrino è necessario utilizzare un distanziale da 100
mm. Questo consente di mantenere Dt a
circa 150 mm senza problemi di interferenza fra i componenti da saldare e il
cannone (Fig. 4).
6. Materiali
Le flange sono realizzate in Cu Oxygen
Free che commercialmente è garantito
con un contenuto di Cu > 99.9% ed un
contenuto di ossigeno < 0.001%. A
seconda dello stato di incrudimento la
Figura 4 - Schema del set-up interno all’impianto fascio elettronico adottato.
resistenza meccanica varia da circa 200
a 300 MPa con allungamento percentuale compreso fra il 40% ed il 15%. La
conducibilità relativa IACS è posta pari
al 100%.
La lega costituente i fingers è la Cu-Be
C17410, placcata di argento, ma solo al
di fuori della zona di saldatura. Le leghe
Cu-Be in questi ultimi anni, soprattutto
in Europa, hanno visto diminuire il loro
utilizzo a causa della pericolosità
durante la lavorazione (levigatura, trattamenti termici ad alta temperatura, saldatura, fusione e colata). Questo a causa
della elevata tossicità del berillio che se
inalato sotto forma di gas e fumi è causa
di gravi malattie dell’apparato respiratorio (berilliosi cronica/acuta).
Le leghe Cu-Be sono classificate fra
le high copper alloys e la loro composizione tipica è 0.2 - 2.00 % Be; 0.2 2.7 % Co e rame fino al 100% [4].
All’interno di queste fasce di composizione sono state sviluppate due distinte
classi in base alle loro caratteristiche: le
High Strength (% Be < 1) le cui prerogative sono le caratteristiche meccaniche;
le High Conductivity (% Be > 1) le cui
prerogative sono le proprietà elettriche.
La lega Cu-Be C17410 ricade tra le High
Strength. La composizione chimica e le
principali caratteristiche fisiche e mecTABELLA I - Composizione chimica
Cu-Be C17410.
Componente
% in peso
Al
Max. 0.2
Be
0.15-0.5
Co
0.35-0.6
Cu
99.2
Fe
Max. 0.2
Si
Max. 0.2
caniche sono riportate nelle Tabelle
I e II.
La temperatura di fusione della lega
C17410 è compresa fra 1025 e 1065 °C
prossima a quella del rame puro
(1083 °C).
L’impiego della saldatura al fascio elettronico, oltre che ottimale da un punto di
vista tecnico, è efficiente anche dal
punto di vista della sicurezza del saldatore, in quanto l’operazione di saldatura
viene effettuata all’interno della camera
da vuoto evitando quindi che l’operatore
sia esposto ai vapori di saldatura che oltretutto sono in quantità estremamente
ridotta rispetto alle tecnologie tradizionali. Inoltre, dato il basso contenuto di
berillio nella lega trattata e l’esiguo
volume di fuso che interessa la lamina
(spessa solo 0.3 mm) i fumi espulsi al
camino hanno una concentrazione di berillio ampiamente al di sotto dei limiti
fissati per legge [5].
7. Tipologia dei giunti e
problematiche di
realizzazione
Sono stati realizzati contatti a radiofrequenza di 4 differenti tipologie. Più precisamente:
• 348 Collimator Pumping Module RF
Contact Ø 80 (Type A)
Contact Ø 80 (Type B)
Contact Ø 63 (Type C)
• 45 Septum Pumping Module tube +
RF Fingers (Type D)
Per i primi tre componenti l’assemblaggio prevede due saldature circonferenziali, una sul lato interno della flangia ed
una sull’esterno. Solamente per il componente Type D è sufficiente una singola
saldatura dall’esterno.
Le saldature interne possono essere assimilate a giunti testa a testa con sostegno
al rovescio; la Figura 5 mostra la configurazione di saldatura ottimale, realizzata con l’asse del mandrino posizionato
a 80° per consentire di saldare all’interno della flangia senza interferenza del
fascio.
La linea di saldatura ottimale corrisponde alla generatrice del dentino di
battuta fra flangia e fingers. Le uniche
problematiche di questa saldatura hanno
riguardato la progettazione di apposite
attrezzature di clamping dei componenti
che devono garantire: gap 0, elevata precisione di riposizionamento e protezione
dell’argentatura da parte dei vapori di
rame.
Il sistema di clamping fra flangia e
fingers è stato realizzato con un accoppiamento conico di un anello elastico ed
un piastrino. La compressione del piastrino contro l’anello elastico determina
una sua espansione e di conseguenza un
intimo contatto fra il lamierino dei
fingers e la flangia (Fig. 6).
TABELLA II - Caratteristiche fisiche e
meccaniche.
Densità
8.8 g/cm3
Resistività
3.82·10-6 Ω m
Conduttività
233 W/m K
Rm
725 MPa
Ry
620 MPa
A%
15% Max
E
138 GPa
Durezza
HRB 95
Figura 5 - Schema del set-up per la saldatura interna flangia-fingers.
Figura 6 - Schema del sistema di clamping.
Lo stesso sistema modificato è stato utilizzato per la saldatura di sigillatura
esterna.
La Figura 7 mostra invece il sistema di
protezione dei fingers che durante il processo di saldatura con la flangia risultano
chiusi all’interno di un tubo in acciaio
inox. Tale tubo, inoltre, realizza una
battuta fissa per il riposizionamento dei
componenti fra una saldatura e l’altra.
Le saldature esterne possono essere assimilate a cordoni di sigillatura, tuttavia lo
spessore dei fingers di soli 0.3 mm le
rende particolarmente critiche. Per
ridurre il rischio di collasso del bagno di
fusione, queste saldature sono state effettuate con fascio incidente a 10° ri-
Figura 7 - Sistema di protezione dei fingers e
riposizionamento della flangia per contatti
RF Type A e Type B.
spetto alla generatrice del mantello dei
fingers, in modo da ottenere un incremento virtuale dello spessore del materiale e allo stesso tempo avere minor
effetto della forza di gravità (Fig. 8).
Uno degli inconvenienti di questa saldatura è il pericolo di tagliare i fingers
durante l’operazione stessa; ciò accade
se il fascio di elettroni è focalizzato
sul punto di interfaccia flangiafingers (Fig. 8 C).
Un altro problema invece si
riscontra se il
punto di focaliz-
zazione del fascio elettronico è troppo
lontano dall’interfaccia flangia-fingers
(Fig. 8 A); in questo caso non si ottiene
la giunzione tra i due elementi. Bisogna,
quindi, porre molta attenzione nel montaggio dei componenti e verificare, attraverso il sistema di visione del cannone
elettronico, la centratura dei campioni e
l’esattezza del puntamento (Fig. 8 B),
prima di iniziare la saldatura.
La Figura 9 mostra il componente “Collimator Pumping Module RF Contact Ø 80
(Type B)” pronto per essere inserito nella
camera da vuoto; sull’estremità un
O-ring mantiene chiusi i fingers per
evitare interferenze con il fascio di elettroni. La saldatura del quarto tipo di contatto a radiofrequenza viene effettuata
con mandrino ad asse orizzontale e
prevede un’unica saldatura sull’esterno
assimilabile ad una giunzione di testa
con supporto a rovescio (Fig. 10).
In questo caso il sistema di clamping è
costituito da un collare suddiviso in 2
parti che, grazie a dimensioni con adeguate tolleranze e due viti di serraggio,
permette di garantire un contatto intimo
con una distribuzione di pressione uniforme su tutta la circonferenza.
Figura 8 - Sistema di protezione dei fingers e
riposizionamento della flangia.
Figura 9 - Collimator Pumping Module RF
Contact Type B ∅ 80.
Anche in questo caso si hanno delle criticità di saldatura dovute alla posizione
relativa tra il punto di massima focalizzazione del fascio elettronico e l’interfaccia fingers-flangia. Infatti, data l’elevata conduttività del rame, nel caso in
cui lo spot venga posizionato su detta interfaccia o sulla lamina dei fingers
(Fig. 10 B) l’energia viene assorbita
quasi totalmente da quest’ultima (che ha
una massa molto più piccola rispetto a
quella della flangia) e fonde, senza saldarsi alla flangia, dando luogo ad un
particolare effetto di ritiro del finger
stesso.
Per evitare questo inconveniente bisogna
posizionare lo spot del fascio elettronico
sopra la battuta della flangia, come
mostra la Figura 10 A), ad una certa distanza dall’interfaccia (~ 50% dello
spessore della battuta della flangia).
8. Parametri
di saldatura
Nella Tabella III
sono riportati i
principali parametri di saldatura
per le 4 tipologie
dei contatti RF.
I parametri di saldatura sono stati
messi a punto su
simulacri dello
stesso tipo di materiale. La focalizzazione è stata
mantenuta in tutti
i casi la migliore
possibile mentre
è stata fissata a
50 kV la tensione
Figura 10 - Sistema clamping e allineamento
per la saldatura del contatto a
radiofrequenza Type D; sotto il
particolare del componente saldato.
TABELLA III - Principali parametri di saldatura.
Contatto RF
Tipo di giunto
V
(kV)
I
(mA)
vw
(m/min)
Power
(W)
Q
(J/mm)
Type A - internal Welding Ø 80
T-T, int., i= 80°
50
30
1.88
1500
47.9
Type A - external Welding Ø 80
angolo, esterno, i=10°
48
17
2.13
816
23
Type B - internal Welding Ø 80
T-T, int., i=80°
50
30
1.88
1500
47.9
Type B - external Welding Ø 80
angolo, esterno, i=10°
48
17
2.13
816
23
Type C - internal Welding Ø 63
T-T, int., i=80°
50
27
1.58
1350
51.3
Type C - external Welding Ø 63
angolo, esterno i=10°
48
17
1.98
816
24.7
Type D – external Welding Ø 64
T-T, ext., i=90°
50
20
1.51
1000
39.7
Figura 11 - Particolari delle tre tipologie di saldature sviluppate: (A) fillet joint; (B) internal butt joint; (C) external butt joint.
di accelerazione, per garantire una
elevata focalizzazione del fascio di elettroni ed un elevato potere penetrante.
Valori maggiori, se da un lato esaltano
queste caratteristiche, dall’altro possono
indurre problemi di instabilità del generatore, con la formazione di flash (cortocircuiti che portano all’interruzione del
fascio). La tensione di accelerazione è
stata leggermente ridotta nelle saldature
di sigillatura per ridurre l’effetto penetrante del fascio.
Le prove di messa a punto sono state
realizzate con il sistema semiautomatico
(Joystick); una volta trovato il valore
della focalizzazione ottimale, è stata ricercata la minima corrente di saldatura
che garantiva la piena penetrazione della
lamiera del finger con una contenuta rifusione della flangia (questo al fine di
minimizzare l’apporto termico e le deformazioni).
L’apporto termico specifico è estremamente ridotto, se confrontato con tecnologie di saldatura tradizionali, e risulta di
48-51 J/mm per le saldature testa a testa e
23-25 J/mm per le saldature di sigillatura.
Per il 4° contatto RF, l’unica saldatura
testa a testa è eseguita a 40 J/mm. Tutte
le saldature sono eseguite con una rampa
di crescita della potenza di 0.5 s e una
rampa di evanescenza di 1 s. Considerando una sovrapposizione di 10 mm il
tempo complessivo per singola saldatura
varia fra 7.5 e 9 secondi.
La saldatura di sigillatura è resa ancora
più delicata da alcune lievi imperfezioni
dell’argentatura, che in alcuni punti raggiunge la zona fusa, portando a fenomeni di spatter e conseguenti lievi imperfezioni del cordone.
Uno studio macrografico ha messo in
evidenza la geometria dei cordoni di saldatura testa a testa e di sigillatura. La
giunzione di testa presenta una ZF profonda circa 800 μm ed una larghezza di
1.2 mm. Il cordone di sigillatura realizza
un completo appiattimento del dentino
di spessore 0.5 mm ed un buon raccordo.
La larghezza a rovescio è di circa 600
μm. La Figura 12 mostra le macrografie
realizzate con immersione in soluzione
di HNO 3 , che evidenziano l’ingrossa-
mento del grano della flangia Cu (OF)
mentre sulla saldatura di sigillatura è
evidente un inquinamento del bagno
fuso da parte della placcatura d’argento
che tuttavia non compromette l’impiego
del componente.
La Figura 13 mostra il particolare dell’aspetto superficiale tipico dei cordoni
suddetti.
10. Conclusioni
Lo studio ha dimostrato la fattibilità
della saldatura di componenti in rame
mediante la tecnologia EBW.
Tenendo conto dei ridotti spessori e dei
materiali dei giunti da realizzare, tra le
9. Analisi visiva e macrografica
Il criterio di accettabilità dei componenti
saldati prevedeva una semplice analisi
visiva, in quanto l’unico requisito richiesto per i contatti RF è la continuità elettrica. La Figura 11 mostra l’aspetto delle
tre tipologie di saldatura messe a punto.
Figura 12 - (A) Sezione macrografica di un contatto a radiofrequenza Type A; (B) sezione e vista
della saldatura testa a testa; (C) sezione e vista (al rovescio) della saldatura di sigillatura.
Figura 13 - (A) aspetto al dritto della saldatura di sigillatura; (B) aspetto della saldatura testa a
testa interna e del rovescio della saldatura di sigillatura.
tecnologie di saldatura ad elevata densità
di energia, quali laser, micro plasma ed
EBW, è stata scelta quest’ultima; infatti
il rame ha un bassissimo coefficiente di
assorbimento della radiazione laser,
mentre il micro plasma (ampiamente utilizzato per la saldatura di lamiere sottili
su leghe ferrose) non raggiunge densità
di energia sufficienti per un’idonea
fusione localizzata delle leghe di rame,
inducendo maggiori distorsioni non tollerate dal progetto.
La fase più critica di questo lavoro è
stata la “progettazione” delle attrezzature per l’assemblaggio delle parti che
devono essere saldate.
Tali attrezzature, infatti, devono assicurare un gap 0 e ripetitività del montaggio
in modo da garantire la stessa focalizzazione ottimale del fascio di elettroni. La
costante collaborazione da parte dei
tecnici CECOM, sia per le fasi di proget-
tazione che di costruzione delle attrezzature di posizionamento ed assemblaggio,
ha permesso la realizzazione di attrezzature adeguate.
Non sono stati richiesti particolari controlli sui cordoni di saldatura che sono
stati ispezionati solo visivamente.
Ad eccezione di problemi inerenti la stabilità dell’argentatura e la pulizia/
inquinamento della ZF, le saldature
hanno mostrato nel 95% dei casi assenza
di difetti visibili, mentre il rimanente 5%
ha mostrato lievi porosità affioranti
dovute essenzialmente ad accoppiamenti
non perfetti.
Sull’intero lotto solo 3 campioni sono
stati scartati, mentre il 4.2 % ha avuto
bisogno di passate di saldatura di riparazione.
Bibliografia
[1]
[2]
[3]
[4]
[5]
Schultz H.: «Electron Beam Welding», Abington Publishing, 1993, Cambridge, England.
http://lhc.web.cern.ch/lhc/general/acphys.htm
Calatroni S. et al.: «Design aspects of the RF contacts for the LHC beam
vacuum interconnects», PAC2001, Chicago, 2001.
American Society for Metals - A.S.M.: «Properties and selection: nonferrous
alloys and pure metals», Metals handbook, 9a edizione, Volume 2.
Decreto Ministeriale 12 Luglio 1990: «Linee guida per il contenimento delle
emissioni inquinanti degli impianti industriali e la fissazione dei valori
minimi di emissione».
Giuseppe BARBIERI, laureato in Ingegneria Meccanica all’Università della Calabria nel 1997, nel
2002 consegue il titolo di dottore di ricerca in Ingegneria delle Macchine presso il Politecnico di Bari.
Dal 1999 è ricercatore ENEA della sezione “Tecnologie di trattamento e rivestimento dei materiali”.
Nel 2005 consegue il diploma di EWE. Attualmente è
referente dei laboratori Laser (CR Trisaia) e Fascio
Elettronico (CR Casaccia).
Francesco COGNINI, laureato in Ingegneria Meccanica presso l’Università degli Studi di Ancona.
Dal 1993 svolge attività di ricerca presso l’ENEA.
Ha collaborato alla realizzazione del Laboratorio
per le Applicazioni dei Laser di Potenza nel Centro
Ricerche Trisaia di Rotondella (MT) svolgendo successivamente attività nel campo della saldatura e dei
trattamenti superficiali con laser. Attualmente in organico all'unità FIM - MAT TEC, nel CR Casaccia
di Roma, si occupa di processi di lavorazione con
laser e fascio elettronico, anche in relazione alle
problematiche impiantistiche e di controllo di
sistemi automatici di lavorazione.
Massimo MONCADA, laureato in Ingegneria Meccanica presso l’Università degli Studi “Roma Tre”. Da Giugno 2000 lavora
presso il CR ENEA Casaccia nella sezione “Tecnologie e processi di trattamento e rivestimento dei materiali”. La sua attività
riguarda lo studio di fattibilità, la messa a punto e la validazione di metodi di giunzione basati sull’impiego di sorgenti ad alta
densità di energia (EBW e LBW). Ha partecipato alle attività di numerosi progetti di ricerca (PALES, ALAS, SINAVE, ENVIROALISWATH) finanziati dal MIUR, studiando la possibilità di applicazione delle tecnologie HDE nel settore dei trasporti.
Pubblicazioni IIS - Novità 2008
Saldatura con arco sommerso
A seguito dell’armonizzazione a livello internazionale dei percorsi di qualificazione
degli “Ingegneri e dei Tecnologi di Saldatura”, meglio identificati, con la terminologia ufficiale, come International Welding Engineer e International Welding Technologist, l’IIS,
organismo nazionale autorizzato (sia dall’European Welding Federation che dall’International Institute of Welding) all’implementazione dei corsi per il conseguimento dei
suddetti Diplomi di Qualificazione, ha ritenuto opportuno raccogliere gli argomenti
delle lezioni dei corsi in una nuova collana di dispense intitolata “Saldatura: aspetti metallurgici e moderne tecnologie di fabbricazione”. I diversi volumi affrontano il complesso tema della saldatura in tutti i suoi aspetti, dalla metallurgia generale e saldabilità
delle leghe ferrose e non ferrose ai più recenti ed avanzati processi di giunzione, dando
ampi approfondimenti sulle più innovative tendenze tecnologiche e sul comportamento metallurgico di materiali di ultima generazione.
Essi rappresentano, quindi, il mezzo didattico più idoneo per la preparazione multidisciplinare del personale addetto al coordinamento delle attività, spesso complesse, di fabbricazione mediante saldatura, ma sono anche un valido strumento per la diffusione
della conoscenza tecnico-scientifica nell’ambito di Università, Organizzazioni di ricerca
e di tutte le realtà industriali ove si vogliano approfondire tali problematiche.
Questo volume, dedicato alla saldatura con arco sommerso, è stato elaborato dagli ingegneri della Divisione Formazione dell’IIS.
Indice
ISTITUTO ITALIANO
DELLA SALDATURA
Divisione PRN
Maura Rodella
Lungobisagno Istria, 15
16141 GENOVA
Tel. 010 8341385
Fax 010 8367780
Email: [email protected]
www.weldinglibrary.com
www.iis.it
1.
GENERALITÀ DEL PROCESSO: Caratteristiche principali; Campo di applicazione del processo.
2.
APPARECCHIATURA: Caratteristiche principali;Testa di saldatura; Dispositivo di avanzamento del filo e tubo portacorrente; Generatore di corrente; Generatore a caratteristica statica piana (tensione costante); Generatore a caratteristica statica cadente (corrente costante); Sistemi di innesco dell’arco
elettrico.
3.
PARAMETRI DI SALDATURA E VARIABILI: Generalità; Corrente di saldatura e modalità di alimentazione dell’arco; Tensione di saldatura;Velocità di
saldatura; Stick-out (lunghezza libera del filo) e diametro del filo; Spessore dello
strato di flusso.
4.
CONSUMABILI: Fili; Fili pieni; Fili animati; Flussi; Flussi prefusi; Flussi agglomerati; Flussi misti; Diagrammi di attività dei flussi; Classificazione; Classificazione europea dei flussi di saldatura; Classificazione europea dei fili e delle combinazioni filo-flusso; Classificazione AWS dei fili e delle combinazioni filo-flusso.
5.
APPLICAZIONI DEL PROCESSO: Generalità; Preparazione dei giunti e
modalità esecutive; Saldatura a forte penetrazione; Saldatura a passate multiple;
Confronto tra le tecniche e difetti tipici; Applicazioni particolari; Saldatura
narrow gap; Saldatura con corrente modulata; Saldatura con più elettrodi; Saldatura con più elettrodi per la realizzazione di pannelli (panel-line); Riporti superficiali; Imperfezioni caratteristiche.
2008, 54 pagine, Codice: 101099, Prezzo: € 45,00
Soci IIS - Membri IIS Club, Prezzo: € 36,00
La metallografia ottica nello studio di
cricche e tensioni
nei giunti saldati
P. Piccardo *
R. Amendola **
Sommario / Summary
La rilevazione di difetti o tensioni residue all'interno di un
giunto saldato, così come di un getto, rappresenta un importante aspetto della determinazione della qualità del prodotto.
Numerose sono le applicazioni tecnologiche che permettono
di individuare i difetti di natura macroscopica tramite prove
non distruttive. Con metodi particolarmente sofisticati è possibile individuarne la posizione e identificarne la morfologia nel
volume del materiale, ciononostante il metodo più efficace per
studiare e fornire informazioni utili ad eliminare tali difettologie dai prodotti resta l'indagine metallografica effettuata su
sezioni adeguatamente preparate.
Il metodo da utilizzare deve essere efficace, riproducibile e
preciso, come per ogni tipologia di analisi, ma anche poco dispendioso (in termini di tempo e denaro) e semplice, al fine di
poter divenire un approccio di routine. La metallografia, ottica
o elettronica, rappresenta una scienza ben consolidata nel
tempo e di semplice applicazione che, a fronte di un prelievo
che rappresenta l'unico sacrificio chiesto al materiale, permette di raccogliere un insieme di informazioni fondamentali
per lo svolgimento della ricerca. La messa a punto e l'utilizzo
di opportuni reattivi metallografici specifici per una tipologia
di materiale permette di ottenere, spesso in un'unica soluzione,
una visione d'insieme e, al contempo, una dettagliata osservazione delle aree difettose di interesse per l'indagine scientifica.
Il caso che si desidera esporre in questo articolo riguarda l'insorgere di cricche a caldo (hot tearing) e la presenza di incrudimenti dovuti a tensioni in fase di contrazione del materiale
durante il raffreddamento dopo saldatura in bronzi utilizzati
per colate artistiche. L'attacco metallografico messo a punto
per la lega utilizzata è una modifica del reattivo di Klemm III
che produce una microstruttura a colori sulla superficie, di
grande utilità per determinare lo stato della soluzione solida,
la presenza di seconde fasi o inclusioni, l'incrudimento e le
tensioni residue che possano distorcere, anche solo parzialmente, il grano.
To detect defects and residual stresses in a welded joint, is a
fundamental aspect to determine the final product quality.
Non-destructive tests highlight dimensions and positions of
macroscopic defects but the best way to collect helpful data is
the investigation of appropriate metallographic section. The
selected investigation method to apply must be simple, accurate, reproducible and cheap both in time and money. Well
consolidate sciences as optic and electronic metallography,
allow, by a “sacrificial sample” to gain a big part of those
fundamental information necessary to carry on with the research. To use and to tweak chemical etchings to obtain detailed observation of defective areas complete the aim.
The goal of this work is the investigation, by tint metallography, of “hot tearing” and of hardening phenomena due to the
residual stresses in artistic tin-bronzes during post-welding
cooling processes. The selected chemical etching is a modified Klemm III which, producing a coloured microstructure,
allows to recognize second phases or inclusions, hardening
phenomena, residual stresses.
Keywords:
Copper alloys; electron microscopes; GTA welding; hot
cracking; measuring instruments; metallography; residual
stresses; tin bronzes.
* DCCI - Università di Genova.
** Istituto Italiano della Saldatura - Genova.
P. Piccardo e R. Amendola - La metallografia ottica nello studio di cricche e tensioni nei giunti saldati
Generalità
Le cricche a caldo, o di solidificazione
(“hot tears”), costituiscono uno dei più
frequenti difetti riscontrati nei materiali
grezzi di colata ed uno dei maggiori
limiti alla produttività dei processi (fino
al 10%). Si tratta di fenomeni legati essenzialmente alla formazione di cricche
macroscopiche all’interno del materiale,
che nucleano e crescono con carattere interdendritico e intergranulare in un fuso
parzialmente solidificato (liquido residuo
<20%) e si producono principalmente in
due casi quando il materiale si trova:
• nella zona di transizione tra liquido e
solido
• alcuni gradi sotto la curva del solidus.
Nella Figura 1 si riporta il diagramma di
stato Cu-Sn cui si è fatto riferimento per
le leghe studiate nel corso di una ricerca,
iniziata dalla Dott.ssa E. Poggio [1, 2] su
leghe da colata e proseguita su leghe
d’apporto, di cui si riportano parte dei risultati.
Le cricche a caldo vengono osservate nei
getti, nei lingotti da colata continua e
nelle saldature; il fenomeno si manifesta
sia nelle leghe ferrose che in quelle non
ferrose. La nascita di una cricca a caldo
è imputabile principalmente a due fenomeni che agiscono contemporaneamente
in seno al fuso durante i processi di solidificazione [1, 2, 4]. Da una parte la contrazione della lega metallica in corrispondenza del cambiamento di stato
liquido-solido crea uno stato di tensioni
interne (tensioni di ritiro) alle quali si
aggiunge il fatto che zone diverse sono
soggette a diverse velocità di raffreddamento e dall’altra, gli elementi di lega e
le impurità tendono a segregare, producendo arricchimenti a livello sia microscopico che macroscopico.
Quest’ultimo fenomeno rende non omogeneo il comportamento meccanico,
fisico (punto di fusione) e chimico (resistenza alla corrosione) della lega, poiché
funzione della composizione.
Gli ultimi stadi della solidificazione corrispondono alle fasi di contatto e coale-
Figura 1 - Diagramma di stato Cu-Sn [3].
scenza con formazione di “ponticelli
solidi” tra i rami delle dendriti (Fig. 2).
In questo meccanismo, la naturale concentrazione di elementi di lega basso fondenti nelle ultime porzioni di fuso posto
nelle zone interdendritiche produce una
zona a temperatura di solidificazione
ridotta e causa la formazione di una mescolanza delle fasi solida (cristalli primari)
- liquida detta mushy zone (zona pastosa).
A bordo grano la situazione varia in
quanto le dendriti hanno più problemi a
coalescere, poiché l’energia è molto
maggiore di quella all’interfaccia solidoliquido. Il risultato è che la formazione
dei ponti necessita di un ulteriore sottoraffreddamento, per cui il film di liquido
interdendritico rimane tale per tempi più
lunghi in corrispondenza del bordo grano
facilitando la produzione del fenomeno
σ
Grano
Ponte
di hot tearing con la formazione di fratture intergranulari [2].
Messa a punto del metodo:
hot tearing su lingotti
Lo studio della criccabilità a caldo di un
materiale è piuttosto complesso, l’idea
generale è quella di provocare artificialmente nel fuso condizioni analoghe a
quelle che effettivamente sono la causa
del problema.
In linea generale l’indagine si sviluppa
sui seguenti punti fondamentali:
• proposta di un modello che descriva il
fenomeno e introduca i parametri relativi agli elementi di lega;
• sviluppo di test adeguati (stampi da
hot tearing);
σ
Zona a maggiore
tenore di Sn
Grano
Sollecitazione
Stiramento
del ponte:
Incrudimento
Figura 2 - Coesistenza di grani primari e fuso ricco di leganti basso fondenti e
impurezze (disegno E. Poggio, [1]).
Rottura
del ponte
Figura 3 - “a” anello toroidale
(foto E. Poggio): (1) giunto caldo,
(2) giunto freddo; “b” schema dell’anello
colato e della zona di taglio; “c” schema
della sezione (le frecce rosse indicano le zone
ad elevata criccabilità) [1, 2].
Figura 4 - Immagine SEM dell’interno di una
cricca.
TABELLA I - Leghe metalliche utilizzate per lo studio ed accorgimenti tecnici per il mantenimento della temperatura ai giunti [2].
Lega
Soprafusione [°C]
Punto caldo
Raffreddamento
150
Linea di speciale grasso isolante lungo una
direttrice del cono metallico interno
Acqua glicolata (35 l/min,
2 °C in entrata, 50 °C circa in uscita)
CuSn6
CuSn6Pb6
• applicazione di un protocollo d’indagine sui provini di test;
• interpretazione di difettosità e aspetti
microstrutturali legati alla solidificazione.
I primi due punti hanno portato alla
messa a punto di test [2] in cui si provocano artificialmente tensioni interne impedendo la libera solidificazione del
fuso mediante una geometria dello
stampo tale da impedire il libero movi-
mento in fase di contrazione e la progettazione di una zona opportuna a ciclo di
raffreddamento rallentato rispetto al
resto del provino. Attualmente le categorie più diffuse di prove sono due:
• “dog bone test”
• “ring test” o test ad anello.
Per questo studio, il modello scelto e
messo a punto è del tipo ad anello a geometria toroidale come riportato nella
Figura 3.
Nell’anello toroidale della Figura 3 (a),
la tensione di ritiro è ottenuta imponendo diverse velocità di raffreddamento
dal centro (giunto freddo) al bordo
esterno (giunto caldo di materiale refrattario).
La Tabella I riporta le leghe testate e gli
accorgimenti sfruttati per il mantenimento della temperatura ai giunti.
Nelle Figure 4 e 5 sono riportate alcune
immagini al SEM di una cricca.
Figura 5 - Immagini SEM dell’interno di una cricca: (A) dettaglio della superficie interna con grani primari distorti; (B) dettaglio della superficie
caratterizzata da linee di scorrimento.
Microscopia ottica
Il processo di segregazione degli elementi di lega e degli elementi in traccia,
allunga il reale intervallo di solidificazione della lega metallica prolungando
quindi la presenza di liquido tra le dendriti. Questo significa che leghe caratterizzate da un diagramma di stato in cui la
curva del liquidus abbia una forte pendenza (con eventualmente trasformazioni di tipo eutettico o peritettico che
portino alla formazione di fasi stabili
basso fondenti) sono particolarmente
esposte al problema della criccatura a
caldo. Ulteriori aggiunte dell’elemento
di lega possono ridurre il problema della
criccabilità dato che aumentando il
volume di liquido presente tra i canali
dendritici si ha la tendenza a colmare o
meglio a “sanare” cricche precedentemente formatesi (healed hot tear) [1, 2].
Le immagini successive sono il risultato
di un’indagine in microscopia ottica
dopo preparazione metallografica dei
campioni prelevati dai lingotti ed attaccati metallograficamente con reattivo
Klemm III (5 ml soluzione satura di
sodio tiosolfato, Na 2 S 2 O 3 .5H 2 O, 20 g
sodio disolfito, Na2S2O5, 45 ml di acqua
distillata).
La Figura 6 evidenzia come la deformazione dovuta al processo di contrazione
del fuso abbia portato alla formazione di
aree incrudite a bordo grano. Nella zona
circoscritta dall’ellisse si intravede una
microcricca che rappresenta il massimo
danno subìto dal materiale in questa porzione del lingotto.
Figura 7 - Sezione metallografica del lingotto
ove si osservano i ponti tra i grani primari.
Dalla Figura 7 è
possibile dedurre
che le tensioni,
verificatesi
quando ancora vi
era una minima
porzione
di
liquido che ha
formato le giunzioni tra i due
grani primari e
quelle successive
dovute al raffreddamento progressivo, hanno generato solo un
minimo incrudimento sul bordo
dei grani primari
(bronzo α ) ma non hanno portato alla
frattura dei ponti. All’interno delle ellissi
è evidenziata e riconoscibile la fase α/δ.
Questa miscela eutettoidica deriva dalla
trasformazione allo stato solido della
fase β , solidificatasi dall’ultima porzione di liquido che congiungeva le due
dendriti, in eutettoide α /γ e successivamente α/δ.
La Figura 8 illustra una situazione in cui
nella prima fase di contrazione la lega
ancora liquida ha riempito quasi completamente la cricca che si stava generando. Si è così prodotta una zona di
“healed crack”. Una volta che tutto il
materiale è solidificato, le ulteriori tensioni subite da quella porzione hanno
portato alla frattura delle aree sanate
composte dalla miscela eutettoidica α/δ,
dura e fragile, formatasi, come nel caso
Figura 6 - Micrografia di una zona di
tensione priva di cricche.
precedente, nel corso delle trasformazioni allo stato solido della fase β. Nella
Figura 8 le zone di frattura sono evidenziate con ellissi e rappresentano cricche
a freddo.
Applicazione pratica: saldatura
TIG di un bronzo per la
produzione di getti artistici
Il caso pratico che si desidera esporre in
questo articolo riguarda l’insorgere di
cricche a caldo unitamente alla presenza
di incrudimenti dovuti a tensioni, in fase
di contrazione durante il raffreddamento
del materiale dopo saldatura in bronzi
utilizzati per colate artistiche (Cu 90
wt. %, Sn 8 wt. %, Pb 2 wt. %).
Lo studio è stato svolto, in un primo
Figura 8 - Sezione metallografica del lingotto
ove la fase α/δ ha sanato cricche preesistenti.
Figura 9 - Schema della saldatura TIG:
(1) zona interfaccia metallo base- materiale
saldato; (2) zona metallo base; (3) zona di
frattura.
tempo, come finora illustrato su dei
getti, al fine di ottimizzare l’efficacia
dell’attacco metallografico, e solo successivamente su giunti saldati TIG.
Figura 10 - (A) micrografia dell’interfaccia
tra metallo base e ZF (zona (1) della
Figura 9); (B) micrografia del metallo base
(zona (2) della Figura 9) dopo attacco con
reattivo Klemm III.
L’insieme dei dati
raccolti, sottolinea come l’elevata sensibilità
dell’attacco metallografico applicato, incrementi
ulteriormente il
valore dell’uso
del microscopio
ottico, capace di
fornire, dopo una
sola e semplice
preparazione,
l’insieme delle informazioni necessarie per riflettere e indagare sul campione sottoposto ad
analisi.
La Figura 9 mostra uno schema della
zona saldata TIG,
la lettera σ rappresenta la tensione residua,
mentre le frecce
indicano la direzione in cui essa
agisce.
Le Figure 10 (A)
e (B) rappresentano l’esame al
microscopio ottico delle sezioni trasversali di campioni prelevati nelle zone (1)
e (2) evidenziate nella Figura 9, preparati metallograficamente ed attaccati chimicamente con reattivo Klemm III.
La Figura 11 riporta la micrografia della
zona di frattura dopo attacco con reattivo Klemm III ed è anch’essa riconducibile allo schema della Figura 9, precisamente alla zona corrispondente alla
posizione (3).
Nella Figura 12 si vede il dettaglio della
zona (1) indicata dall’ellisse gialla della
Figura 11; è possibile osservare molto
bene la rottura degli assi dendritici
dovuta alle tensioni di contrazione in
fase di raffreddamento.
Nella Figura 13 è mostrato il dettaglio
della zona (2) indicata dall’ellisse gialla
della Figura 11 dove, verificatosi il
fenomeno di contatto/coalescenza
delle dendriti con la conseguente creazione di “ponti”, si ha la rottura degli
stessi dovuta alla propagazione della
cricca.
Nella zona (2) della Figura 11 si evidenziano i fenomeni di cricca sanata e parzialmente sanata, come mostrano in dettaglio gli ingrandimenti riportati nelle
Figure 14 e 15.
Figura 11 - Micrografia della zona di frattura
dopo attacco con reattivo Klemm III.
Figura 12 - Particolare della micrografia
della zona di frattura dopo attacco con
reattivo Klemm III; l’area segnata mette in
evidenza la rottura degli assi dendritici.
reattivo Klemm III; l’area segnata mette in
evidenza la rottura dei ponti creatisi tra le
dendriti.
reattivo Klemm III; l’area chiara costituisce
la “cricca sanata”.
reattivo Klemm III; l’area chiara costituisce
la “cricca parzialmente sanata”, sono ben
visibili attorno ad essa aree ancora vuote.
Conclusioni
Il reattivo di Klemm III, noto per la sua
particolare sensibilità nel mettere in evidenza le caratteristiche microstrutturali
di segregazione primaria e residua e di
orientazione dei grani nelle leghe di
rame, si è mostrato estremamente efficace anche per rivelare la presenza di incrudimenti e altre difettologie tipiche dei
getti. La sua capacità di distinguere in
modo estremamente chiaro non solo le
variazioni composizionali all’interno di
una stessa soluzione solida (bronzo α )
ma anche le diverse fasi che possono coesistere nel materiale metallico (ad
esempio la miscela eutettoidica α/δ), lo
rende un attacco di particolare pregio per
avere da una semplice osservazione metallografica in microscopia ottica un
ricco insieme di informazioni. Nel caso
della formazione di cricche a caldo o di
cricche o distorsioni a freddo, per tensioni successive alla fine del processo di
solidificazione, il poter evidenziare con
chiarezza tutti i dettagli è un fattore di
particolare importanza in quanto, da una
sola preparazione metallografica, è possibile avere le informazioni necessarie
per il procedere dello studio. Le PND risultano, infatti, efficaci per individuare
la presenza di difetti di colata (tanto nei
getti quanto nei giunti saldati) ma necessitano di un’osservazione più approfondita nel caso si debba procedere all’interpretazione dei difetti necessaria per
impostare i parametri di colata o di saldatura che ne evitino la formazione. Assimilare il processo di solidificazione di
un getto a quello di una zona fusa nella
realizzazione di una saldatura è un
assunto comune con la sola differenza
che, nel caso del giunto saldato, la formazione di cricche in un passaggio di
saldatura iniziale o intermedio può
essere fonte di rotture in fase di produzione, poiché i riscaldamenti e raffreddamenti dovuti alle passate successive di
saldatura (necessarie per colmare il cianfrino) sollecitano la cricca provocandone
l’ampliamento.
L’attacco metallografico discusso nel
presente articolo permette di evidenziare
le aree di hot tearing con distensione o
frattura delle aree di “ponte” tra le dendriti e le fratture dovute a tensioni di raffreddamento. Si tratta quindi di un
sistema che, associato ad un esame PND
necessario per individuare l’area da cui
prelevare il campione, diviene uno strumento di grande importanza per fissare
l’origine di una macro cricca nella ZF e,
di conseguenza, permettere un’adeguata
pianificazione dei parametri di saldatura,
di preriscaldo e di raffreddamento controllato che limitino al massimo la formazione di tali difetti.
Ringraziamenti
Gli autori vogliono rigraziare sentitamente la Dottoressa Eleonora Poggio
che in collaborazione con Jean-Marie
Welter e Jean-Marie Drezet hanno elaborato le prime fasi dello studio sulla
criccabilità a caldo dei bronzi presso i laboratori di ricerca della Tréfimétaux di
Sérifontaine (F).
Si ringrazia inoltre il Prof. Gian Luca
Garagnani che ha fornito il giunto
saldato su cui si sono svolte le prove di
attacco a colori cui si riferiscono le micrografie della seconda parte di questo
articolo.
Bibliografia
[1]
[2]
[3]
[4]
Poggio E., Piccardo P.: «Tint metallography of as-cast tin-bronzes for hot
tearing investigation», European Microscopy and Analysis, May 2004, pp. 5-7.
Piccardo P., Poggio E., Welter J.M., Drezet J.M., Stagno E., Pinasco M.R.,
Ienco M.G.: «Influenza del tenore di stagno e piombo su alcune proprietà di
fonderia di leghe bronzee», XXIX Convegno Nazionale AIM, Modena
(Italia), 13-15 Novembre 2002.
ASM Specialty Handbook: «Copper and copper alloys», ASM International The Material Information Society, 2001.
Merlin M., Garagnani G.L., Venturi Pagani Cesa G.: «Valutazione della resistenza alla criccabilità a caldo di bronzi per applicazioni artistiche», La metallurgia italiana, Luglio-Agosto 2007, pp. 35-44.
Paolo PICCARDO, è professore aggregato in metallurgia presso l’Università
di Genova. Nel corso delle sue attività di docenza e di ricerca è stato associato come ricercatore al CNR (di cui è attualmente membro) su problematiche inerenti la produzione di energia tramite lo sviluppo di pile a combustibile, è stato ricercatore associato del CNRS presso le unità di ricerca
dell’Università della Borgogna (Dijon, F) e successivamente presso i laboratori del Centre de Recherche et Restauration del Musées de France (Musei del
Louvres, Paris, F). Per l’attività svolta come ricercatore sulla metallurgia
antica è stato Professore Invitato presso l’Università di Bordeaux 3 e, nel
campo dei materiali per l’energia, presso l’Ecole Superieure d’Ingenieur de
Recherche et des Matériaux di Digione. È attualmente responsabile europeo
per gli interconnettori metallici nel progetto FP7 IDEAL CELL, sullo sviluppo di pile a combustibile innovative.
Roberta AMENDOLA, laureata in Ingegneria Chimica ad indirizzo Materiali
presso l’Università degli studi di Genova, è attualmente iscritta alla stessa al
secondo anno del corso di Scienze e Tecnologie dei materiali della Scuola di
dottorato in Scienze e Tecnologie della Chimica e dei Materiali XXII ciclo.
Dal Gennaio 2008 è funzionaria dell’Istituto Italiano della Saldatura in forza
all’Area Ricerca Processi Speciali di Saldatura.
Saldatura con elettrodo infusibile sotto
protezione di gas inerte (TIG)
Questo volume, dedicato alla saldatura con elettrodo infusibile sotto protezione di gas
inerte (TIG), è stato elaborato dagli ingegneri della Divisione Formazione dell’IIS.
Indice
ISTITUTO ITALIANO
DELLA SALDATURA
Divisione PRN
Maura Rodella
16141 GENOVA
Tel. 010 8341385
Fax 010 8367780
www.iis.it
1.
GENERALITÀ: Principi fondamentali; Campo d’applicazione.
2.
APPARECCHIATURA: Torcia Guaina; Generatore; Dispositivi di accensione
d'arco.
3.
PARAMETRI E VARIABILI: Modalità di alimentazione dell’arco; Corrente
Continua e Polarità Diretta (CCPD); Corrente Continua e Polarità Inversa
(CCPI); Alimentazione in corrente alternata (c.a.); Alimentazione in corrente
modulata; Parametri elettrici (corrente e tensione); Velocità di avanzamento;
Forma dell’elettrodo; Metodi di preparazione dell’elettrodo; Posizionamento
dell’elettrodo; Gas di protezione; Gas di protezione al rovescio della saldatura;
Protezione aggiuntiva della saldatura (trailer gas); Angolazione della torcia.
4.
CONSUMABILI: Elettrodo in tungsteno; Elettrodi di tungsteno (W) puro;
Elettrodi tungsteno addizionato con ossido di torio (ThO2); Elettrodi di tungsteno addizionato con ossido di cerio (CeO2); Elettrodi di tungsteno addizionato con ossido di lantanio (La2O 3); Elettrodi di tungsteno addizionato con
ossido di zirconio (ZrO2); Altri tipi di elettrodo; Gas di protezione argon, elio;
Miscele con idrogeno e azoto; Metallo d’apporto (fili e bacchette); Classificazione gas di protezione fili e bacchette elettrodi.
5.
APPLICAZIONI DEL PROCESSO: Saldatura manuale; Preparazione del
pezzo; Esecuzione della saldatura; Fine della saldatura; Ripresa della saldatura;
Saldatura degli acciai inossidabili; Saldatura delle leghe di alluminio; Saldatura di
altri metalli e leghe; Applicazioni di saldatura automatica o completamente automatizzata; Saldatura di tubi-piastra tubiera; Saldatura testa a testa di tubi (orbitale); Applicazioni particolari; TIG a filo caldo (hot wire TIG); TIG multicatodo; TIG Keyhole (hipro TIG); A TIG (TIG con flusso attivante); Imperfezioni
caratteristiche; Inclusioni di tungsteno; Inclusioni gassose; Ossidazione del
bagno; Parametri tipici.
International Institute of Welding
N o t e s o n p ow e r
e f fi c i e n c y i n
w e l d i n g ( °)
Summary
1. Introduction
The evaluation of the environmental
impacts generated by welding operations must be considered through
various aspects, which may be classified
as follows:
• direct aspects, producing possible environmental impacts directly in the
fabrication site surroundings;
• indirect aspects, provoking general
pollution on earth, possibly not in the
fabrication site surroundings.
Particulate, gases, water and ground pollution, noise, ionising radiation are
direct aspects, while the energy consumption can be considered an indirect
aspect (excluding on site welding with
fuel engine welding power sources); it
can be however assumed that the environmental impact of this aspect is, in
general, small.
Power efficiency depends on the welding
process and procedure, while the total
power efficiency of welding operations
must be evaluated taking into consideration the whole management of the
welding production activities.
Scope of these notes is to give best practice guidance on key factors to be consi(°) Doc. IIW-1840-07 (ex-doc. SC-ENV-62r2-06)
recommended for publication by Select
Committee “Environment”.
Prepared by Select Committee “Environment”.
The assessment of environmental impacts of any industrial activity is the
result of an analysis taking into account several aspects; energy
consumption can be considered as an indirect aspect, leading to general
pollution on earth and to natural resources depletion. Scope of these
notes is to consider key factors to manage the power efficiency in
welding activities, thus to individuate possible actions to be undertaken to
reduce the environmental impact due to the use of energy in welding.
KEYWORDS: Energy input; environment; power; process conditions;
process equipment; process procedures; welding; welding power
sources.
dered to manage the power efficiency in
welding activities, thus to individuate
possible actions to reduce environmental
impacts correlated to welding.
2. Power efficiency in welding
As a general rule, power efficiency can
be calculated as the ratio between the
end user power and the power consumption from the line.
Consequently, the power efficiency in
welding η w can be considered as the
product of the following terms:
ηw = ηu · ηa · ηp
where:
ηu is the welding power unit efficiency,
considering the power losses mainly due
to heat generation inside the power
sources;
ηa is the welding arc efficiency, considering the power not directly transferred
to the weld pool, as the formation of
gas, UV-Light, etc. demonstrates; for
welding processes not using the electric
arc, this can be replaced by another term
for the heat transmission media. In
general this can be referred as power
transmission media efficiency;
η p is the welding procedure efficiency,
taking into account the effective heat
losses within the joint, depending on the
welding procedure main parameters
(joint design, number of passes, deposition rate, etc.).
Figure 1 shows all these aspects for
shielded metal arc welding process.
However, it shall be considered that an
accurate analysis of the above considered terms can be considered difficult to
be carried on for each available welding
process; therefore, for the scope of this
Select Committee “Environment” - Notes on power efficiency in welding
Power unit
efficiency
ηu
Welding arc
efficiency
ηa
Welding procedure
efficiency
ηp
Figure 1 - Welding energy efficiency for SMAW process.
on several factors, such as design, preparation and number of passes needed to
fill the joint.
These parameters are quite often a
welding engineering concern, as several
operational factors and metallurgical
effects are implied by a certain choice.
However the welding process and its capabilities of welding strongly affects the
welding procedure, mainly by the deposition rate and the maximum penetration
depth achievable.
Comparison of several welding procedures, processes and joint configuration
have been carried out by several authors,
all showing that there are several factors
affecting the efficiency. However, the
following effects shall support a princi-
paper a simplified approach can be to
consider the two main factors affecting
the efficiency:
• the welding procedure efficiency, depending on the process, welding
parameters, joint configuration, etc.;
• the welding power source efficiency,
to be evaluated as the ratio between
the power transmission media (electric arc, laser beam, electron beam,
etc.) and the power consumption
from the line.
3. Welding procedure efficiency
The total amount of energy needed to
perform the whole welding is dependent
ple for the evaluation:
• the welding procedure efficiency increases as the deposition rate increases for all the welding processes
using a filler metal, as the number of
passes and the total amount of power
needed decrease as the deposition
rate increases;
• the welding procedure efficiency increases with the weld metal form
factor (ratio width to depth) in butt
welds, as the depth of penetration is
in general the only objective (Figure
2 reports the evaluation of the heat
input to be used to perform welds on
the basis of the joint width, through
simulation of the heat transfer from
the weld pool).
kJ/mm
Heat input
0.8
0.7
0.6
0.5
TIG
0.4
MIG Electron
beam
0.3
Laser
Plasma
TIG
Plasma
0.2
Laser
0.1
3 mm
EB
0
0
1
2
3
4
5
6
7
8
Bead width, mm
Figure 2 - Simulated heat input when weld bead width is varied.
9
4. Welding power source
efficiency
Many types of power sources are used in
welding, the choice of which depends at
first
on
the
welding process
considered.
As concerns arc
welding,
the
welding power
source is designed
to reduce the high
input or line
voltage (120, 230
240, 400 or 480 V
etc.) to a suitable
output voltage
range (20 ÷ 80 V),
even if in some
application the
welding power is
obtained from internal combustion
engines.
•1.60
•1.40
•1.20
•1.00
kJ/mm
Figure 3 shows another example on differences in total energy consumption when
welding Al with t = 4 mm with TIG, MIG/
MAG and FSW (Friction Stir Welding).
As a conclusion, the heat input can be
considered as the key factor, always
showing a reduction in the amount of the
overall energy used to perform a weld
when this is decreased. Pictures in Table
1 show this effect through the macroscopic appearance of butt joints of 12 mm
thick carbon steel (EN 10025-1 S 355
J2) welded with different processes.
•0.80
•0.60
•0.40
•0.20
•0.00
TIG
MIG
FSW
Figure 3 - Total energy consumption when
welding Al with different welding processes.
Table 1 - Heat input to weld a 12 mm thick mild steel.
Welding procedure
Process
Total heat
input (kJ/mm)
Average maximum
hardness [HV10]
LBW
CO2 Continued
0.5
320 (WM)
SAW
Welded form
both sides
4.7
228 (HAZ)
FCAW
Metal cored
4.0
242 (HAZ)
SMAW
Basic electrode
10.93
311 (HAZ)
The engine Driven Welder has an
efficiency of 35%.
Macrographic
appearance
The thyristor rectifier has a 75%
electrical efficiency at full load, to be
compared with that of the inverter.
In this field, high frequency power
sources always show low power losses
and therefore better efficiency, while internal combustion power generators
give rise to high losses, due to the unavoidable heating of the equipment. The
open circuit loss values (power needed
by the generator when no welding operation is carried out) can be assumed as
a key factor to evaluate the overall efficiency of the power source (Figure 4).
This value is declared by the manufacturers.
For other welding processes not using
welding arc, similar evaluations can be
made; in this case, the efficiency of the
power source is in general a value declared by the manufacturer.
The inverter has a 85% electrical
efficiency.
Figure 4 - Different types of available welding power sources.
5. Conclusions
The power efficiency in the performance
of a welded joint depends on the welding
procedure and on the equipment used; it
can be evaluated considering the following key factors:
• heat input, inasmuch as a reduction of
which can significantly increase the
efficiency;
• power source efficiency, evaluated
through the values given by the manufacturers or indirectly related to the
open circuit losses (for arc power
sources only).
The two above mentioned factors shall
be always considered combined, as the
processes having high welding procedure efficiency can provoke overall benefits even if the power source efficiency
is low, or vice-versa. As an example, in
spite a laser normally has very poor efficiency, laser welding may save the
overall cost of energy thanks to the
keyhole welding.
The identification of an approach to efficiently control all the above mentioned
factors is hardly feasible, as too many
metallurgical, technological ad operational parameters are involved.
In conclusion, the following can be considered as basic possible actions to be
undertaken to reduce the environmental
impact due to the use of energy in
welding:
• use of high efficiency power sources;
• reduction of heat input, and therefore
use of high deposition rate processes,
and, if feasible, keyhole processes
and design joint in order to minimise
the amount of filler metal to be used
for a given thickness.
It must be moreover considered that a
correct management of the welding fabrication process is a key factor for the
efficient use of all kinds of resources.
References
-
Weman K.: «Energy efficiency in welding», IIW Doc. XII-1557-98.
Weman K., Pekkari B.: «Energy efficiency in welding», IIW Doc.
SC ENV 47-04.
Costa L.: «Evaluation of power efficiency in welding», IIW Doc.
SC ENV 56-05.
Sommario
Note sul rendimento energetico in saldatura
La valutazione dell’impatto sull’ambiente delle attività industriali è il risultato
di una analisi che tiene conto di svariati aspetti; il consumo di energia può
essere considerato come un aspetto indiretto, causa principale dell’inquinamento del pianeta e dell’impoverimento delle risorse naturali.
Scopo di queste note è di considerare i fattori chiave per gestire l’efficienza
dell’energia utilizzata nelle attività di saldatura al fine di individuare possibili
azioni da intraprendere per ridurne l’impatto sull’ambiente.
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IIS Didattica
Introduzione alle principali
strutture cristalline
dei metalli puri **
Strutture cristalline
Caratteristiche chimicofisiche dei metalli
I metalli si possono abbastanza facilmente distinguere dagli altri elementi
chimici grazie ad alcune loro proprietà
caratteristiche:
• elevata conducibilità termica;
• buona conducibilità elettrica;
• aspetto brillante;
• resistenza meccanica.
È forse meno nota l’origine di tali proprietà: essa va ricercata nella struttura
interna dei metalli stessi e, più precisamente, nel legame metallico.
In tutti gli elementi, infatti, gli atomi (o
le molecole) sono tenuti insieme da elettroni periferici (detti elettroni di valenza)
che ne assicurano il legame.
Il legame metallico, rispetto agli altri tipi
di legami che caratterizzano gli altri elementi, presenta la specificità che gli elettroni di valenza descrivono orbite molto
allungate per cui diviene relativamente
facile, sotto l’influenza di forze non
elevate (come piccole differenze di potenziale elettrico) che essi abbandonino
il proprio orbitale per passare ad un altro.
Ciò spiega, ad esempio, la buona conducibilità elettrica, ossia il facile passaggio
degli elettroni attraverso il metallo
(Fig. 1).
Per i metalli, infatti, si può assumere
quasi che gli elettroni di valenza costituiscano un gas elettronico, distinguendo
*
Figura 1 - Rappresentazione schematica del
legame metallico.
nella struttura interna di un metallo due
parti distinte: la prima costituita dalla
nube elettronica che permea l’intera
massa metallica, la seconda dalla posizione reciproca degli ioni positivi costituenti il metallo.
Ad esempio, la forza di coesione che determina l’esistenza di un metallo deriva
dall’attrazione degli ioni positivi verso
gli elettroni di valenza che liberamente
si muovono attorno ad essi: pertanto,
può essere interessante visualizzare un
metallo come un insieme di sfere, che
rappresentano gli ioni, la cui coesione è
dovuta ad un liquido viscoso cioè alla
nube elettronica.
Tale teoria (proposta da Drude e
Lorentz) spiega agevolmente la conducibilità elettrica intesa come facoltà di trasferire cariche elettriche mentre la buona
conduttività termica trova una spiegazione nella facilità con cui gli elettroni di
valenza a più elevata temperatura, quindi
dotati di maggiore energia cinetica, la
trasferiscono per urto a quelli appartenenti alle zone a temperatura minore.
I metalli, allo stato solido, sono caratterizzati dalla cristallinità: quando si solidificano i loro atomi, cioè gli ioni citati
in precedenza, si dispongono in modo
regolare costituendo un reticolo cristallino (Fig. 2).
È da notare che tale ordinamento crea
legami più stabili di quanto si potrebbe
ottenere con una disposizione casuale,
come nei materiali amorfi.
La presenza del legame metallico crea
una situazione di accentramento intorno
ad un singolo atomo del numero più
grande possibile di atomi (numero di coordinazione) compatibilmente alle loro
limitazioni geometriche e, quindi, l’ottenimento di strutture molto compatte.
Al termine cristallo è associato il concetto di disposizione regolare e periodica
nello spazio formata da unità elementari
traslando le quali tridimensionalmente si
genera tutto l’edificio cristallino (reticolo): le unità elementari così definite
sono indicate con il nome di celle.
Figura 2 - Rappresentazione schematica di
una struttura cristallina.
Redazione a cura della Divisione FOR - Formazione e insegnamento dell’Istituto Italiano della Saldatura - Genova.
La maggior parte dei metalli cristallizza,
a seconda della temperatura e della
natura degli atomi che lo costituiscono,
secondo uno dei seguenti sistemi:
• cubico a corpo centrato;
• cubico a facce centrate;
• esagonale compatto.
I primi due derivano dal reticolo cubico
semplice.
Reticolo cubico semplice
Riprendendo il modello delle sfere, i
centri di queste sono situati ai vertici di
un cubo e la superficie di ogni sfera
tocca le altre sfere (Fig. 3).
Nello studio delle celle elementari, oltre
la lunghezza dello spigolo del cubo
(a = b = c), sono utilizzati due parametri
per caratterizzare la cella:
• il fattore d’impacchettamento;
• il numero di coordinazione.
Il primo definisce la frazione volumetrica di celle strutturali occupata dagli
atomi ed è calcolato - per ogni tipologia
di cella - come rapporto tra il volume
complessivo delle sfere (o loro frazioni)
contenute nella cella ed il volume della
cella stessa.
Nel caso specifico del reticolo cubico
semplice, in base a semplici valutazioni
geometriche, il fattore è espresso dalla
relazione:
4 / 3π(1 / 2a)3
a3
Per il reticolo cubico semplice tale
numero è pari a sei: esso, come è facile
intuire, dà la misura della compattezza
della struttura.
Reticolo cubico a corpo centrato
La struttura cubica a corpo centrato
(Fig. 4) si ottiene aggiungendo alla precedente un atomo al centro.
Detto reticolo è simboleggiato con CCC
mentre, nella letteratura anglosassone,
con BCC (Body Cubic Centered).
Lo spazio risulta occupato in maniera
più compatta: infatti, il fattore d’impaccamento vale 0.68; inoltre, il numero di
coordinazione risulta pari ad otto.
Reticolo cubico a facce centrate
Dal reticolo cubico semplice si fa derivare quello cubico a facce centrate
(Fig. 5) ottenuto ponendo un atomo al
centro delle facce. Tale tipo di reticolo è
indicato con CFC mentre, nella letteratura anglosassone, con FCC (Face Cubic
Centered).
Lo spazio risulta così occupato in
maniera ancora più compatta: il fattore
d’impaccamento sale a 0.74 ed il
numero di coordinazione a dodici.
Valutando tale struttura in termini di
piani, si nota che i piani che passano per
le superfici inferiore e superiore contengono cinque atomi e sono separate da un
piano che ne contiene quattro: una struttura che presenta la massima compattezza, anche se il vuoto appare meno distribuito rispetto alla struttura cubica a
corpo centrato ed è concentrato soprattutto al centro.
Reticolo esagonale compatto
Tra i principali tipi di reticolo si può ricordare infine la struttura esagonale
compatta (Fig. 6) in cui cristallizzano
numerosi metalli.
Essa è caratterizzata da un alto grado di
compattezza, con un fattore d’impaccamento (0.74) ed un numero di coordinazione (12) uguali a quelli della struttura
cubica a facce centrate.
Spazi vuoti nelle celle reticolari
La determinazione della forma e della
percentuale di vuoto delle celle è importante per conoscere quali siano le dimensioni massime degli ioni che possono
= π / 6 = 0.524
In questo tipo di reticolo, dunque, quasi
il 50% del volume resta vuoto: ciò costituisce il presupposto per l’inserimento di
piccoli atomi in questo spazio.
L’altro parametro utile allo studio delle
microstrutture elementari è il numero di
coordinazione, definito come il numero
di atomi equidistanti più prossimi ad un
dato atomo.
Figura 3 - Struttura del reticolo cubico
semplice.
Figura 4 - La struttura del reticolo cubico a corpo centrato.
Figura 5 - Struttura del reticolo cubico a facce centrate.
TABELLA I - Metalli monomorfi e polimorfi.
Figura 6 - Struttura del reticolo esagonale
compatto.
essere ospitati in una struttura senza alterarla ed appare fondamentale, ad
esempio, nella determinazione della
concentrazione massima di un altro elemento (il carbonio soprattutto) che ciascuna forma allotropica del ferro può
mantenere in soluzione.
Metalli monomorfi e
polimorfi
I metalli che cristallizzano in un solo
tipo di reticolo, senza più cambiarlo
durante il raffreddamento, si dicono monomorfi (Tab. I); quelli, invece, che cristallizzano in un tipo di reticolo e,
durante il raffreddamento, cambiano la
loro disposizione per costituire reticoli
differenti per tipo e dimensioni si dicono
polimorfi.
Quando un elemento cristallizza in due o
più tipi di reticolo, ciascuno dei quali
stabile in un determinato intervallo di
temperature, si definiscono allotropiche
le sue diverse forme, che vengono indicate utilizzando le lettere dell’alfabeto
greco (α, β, γ, ecc.) in ordine progressivo al crescere della temperatura.
Il ferro, principale costituente degli
acciai, è ad esempio un metallo polimorfo le cui forme allotropiche sono:
• il ferro delta (δ): cristallizza nel
sistema cubico a corpo centrato ed è
stabile da 1538° a 1403°C;
• il ferro gamma (γ): alla temperatura
di 1403°C, durante il raffreddamento,
il ferro cambia la disposizione degli
atomi assumendo una struttura cubica
a facce centrate; essa risulta stabile da
1403° a 911°C;
• il ferro alfa (α): a quest’ultima tem-
Tipo di reticolo
Metalli monomorfi
Metalli polimorfi
CFC
Cu, Ni, Al, Pb, Ag, Au, Pt
Feγ
CCC
Mo,W, V
Feα, Feδ, Crα,Tiβ
EC
Mg, Zn
Crβ,Tiα
peratura il ferro cambia ulteriormente
disposizione degli atomi e ritorna a
cristallizzare nel reticolo cubico a
corpo centrato; al di sotto di tale temperatura, il ferro non presenta ulteriori trasformazioni allo stato solido.
Imperfezioni e difetti
cristallografici
Finora si sono presi in esame cristalli
geometricamente perfetti o ideali.
Esaminando, però, in pratica, i cristalli si
può vedere che esistono delle irregolarità strutturali per cui un cristallo ideale
rappresenta solo un modello semplificato di un vero cristallo; tali irregolarità
possono esercitare un ruolo determinante sul comportamento dei metalli.
Si possono, pertanto, definire i seguenti
tipi di difetto:
• impurezze;
• difetti reticolari (posti vacanti; atomi
interstiziali; difetti di Shottky; difetti
di Frenkel);
• dislocazioni.
Impurezze
Le impurezze sono costituite da particelle distribuite nel reticolo con dimensioni e strutture elettroniche (es. particelle non metalliche) diverse da quelle
del cristallo ospitante e, pertanto,
possono agire da centri di distorsione del
reticolo base che possono a loro volta interagire indirettamente con i meccanismi
di deformazione del reticolo.
Difetti reticolari
Due possibili difetti reticolari sono i
posti vacanti e gli atomi interstiziali: i
primi sono posti reticolari non occupati
(indicati con 1 nella Figura 7) mentre i
secondi sono atomi rimossi dalla loro
posizione e posti in siti vuoti (indicati
con 2 nella Figura 7).
Se un atomo abbandona la sua posizione
reticolare e migra alla superficie a
formare un altro piano reticolare, questo
tipo di difettosità prende il nome di
difetto di Schottky.
Quando, invece, un atomo abbandona la
sua posizione per migrare negli interstizi
del reticolo, il difetto è chiamato difetto
di Frenkel: pertanto un reticolo con tale
difetto avrà un dato numero di atomi
situati in posizioni interstiziali ed un
uguale numero di posizioni atomiche
vacanti.
Dislocazioni
Nei cristalli, lo slittamento di piani è ottenuto da un movimento di tipo incrementale degli atomi: quelli appartenenti
ad un piano subiscono cioè uno slittamento relativo rispetto ad un piano adiacente mentre gli atomi della parte rimanente restano fermi. La linea delimitante
l’area di tale spostamento è definita linea
di dislocazione e il fenomeno si arresta
quando questa esce dal cristallo.
Pertanto, una dislocazione può essere
definita come un difetto lineare costituito da irregolarità o distorsioni di piani
reticolari. Si può immaginare di ottenere
una dislocazione praticando un taglio
nel materiale e successivamente - nel
caso di una dislocazione ad elica facendo slittare rigidamente i due lembi
del taglio in direzione parallela alla linea
terminale del taglio stesso oppure, nel
caso di una dislocazione a spigolo, allontanando l’uno rispetto all’altro i due
lembi in direzione ortogonale alla linea
Figura 7 - Differenti tipologie di difetto
reticolare puntuale.
grano, agli atomi interstiziali e alle particelle di altre fasi, dell’aumento di resistenza dei metalli.
Bordi grano e dimensioni
dei grani
Figura 8 - Rappresentazione di una
dislocazione.
Figura 9 - Un’immagine di una dislocazione
ottenuta con microscopia elettronica.
di dislocazione ed inserendo nella intercapedine un semipiano dello stesso materiale (Figg. 8-9).
Le dislocazioni sono prodotte durante
una deformazione plastica e nel corso di
essa si muovono intersecandosi tra loro.
Esse sono responsabili, assieme ai bordi
In un materiale metallico policristallino
ciascun cristallo, definito grano, risulta
costituito da atomi disposti in un reticolo
con una precisa orientazione nello
spazio.
Pertanto, due grani hanno lo stesso tipo
di reticolo ma diversa orientazione: è,
quindi, intuibile che la zona di giunzione
sia sede di una transizione dell’orientazione. Tale zona, definita bordo del
grano, ha notevole influenza su molte
proprietà del metallo (Fig. 10).
Un metallo sarà definito a grano grosso
o a grano fine a seconda della presenza
di un numero ristretto di grossi grani
oppure, viceversa, di un numero elevato
di piccoli grani.
Tale numero dipende da vari fattori tra
cui la presenza di particelle non metalliche che costituiscono germi di solidificazione e la velocità di raffreddamento
all’aumentare della quale aumenta la velocità di nucleazione; al contrario, per
basse velocità quest’ultima è molto
bassa ed i grani formati tendono a coalescere tra loro.
Il bordo grano definisce una zona di
transizione del materiale, meno compatta in quanto non appartiene né ad un
elemento cristallino né ad un altro; facilmente comprensibile che costituisca un
cammino preferenziale per la diffusione,
ad esempio del carbonio nel ferro.
A temperatura ambiente i bordi del
grano manifestano un’influenza sulla
deformazione plastica per cui i materiali
a grano fine sono più resistenti di quelli
a grano grosso.
Ad alta temperatura, invece, i bordi dei
grani facilitano il fenomeno dello scorrimento: sono, pertanto, più resistenti i
materiali a grano grosso.
Figura 10 - Una rappresentazione della
regione di bordo grano.
qGDVHPSUHOHDGHUQHOOHVROX]LRQL
SHULOWDJOLRHORVPXVVRGLWXELHODPLHUHD
IUHGGR/D1RVWUDJDPPDFRSUHLGLDPHWUL
GD´D´SHUWXWWLLWLSLGLWXELLQPHWDO
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Saldatura con processo a filo continuo
con e senza protezione di gas
Questo volume, dedicato alla saldatura con processo a filo continuo con e senza protezione di gas, è stato elaborato dagli ingegneri della Divisione Formazione dell’IIS.
Indice
ISTITUTO ITALIANO
DELLA SALDATURA
Divisione PRN
Maura Rodella
16141 GENOVA
Tel. 010 8341385
Fax 010 8367780
www.iis.it
1.
GENERALITÀ: Principi fondamentali.
2.
APPARECCHIATURA: Schema generale;Torcia; Dispositivo di avanzamento
del filo; Generatore di corrente e configurazioni di macchina.
3.
PARAMETRI E VARIABILI: Autostabilità del punto di lavoro; Punto di
lavoro in seguito a variazione della velocità di avanzamento del filo; Punto di
lavoro in seguito a variazione della caratteristica del generatore; Fattori che influenzano l’autostabilità; Modalità di trasferimento del metallo d’apporto;Trasferimento a spruzzo o spray arc;Trasferimento per corto circuito o short arc;Trasferimento globulare; Trasferimento ad arco pulsato; Trasferimento ad arco
rotante; Parametri elettrici (corrente, tensione e polarità elettrica); Stick out;
Velocità di saldatura; Portata di gas; Angolazione della torcia.
4.
CONSUMABILI: Gas di protezione; Argon; Elio e miscele argon-elio; Anidride carbonica (CO2) e relative miscele; Ossigeno e miscele contenenti ossigeno; Altri gas: idrogeno ed azoto; Fili; Fili pieni; Fili animati; Classificazione; Classificazione dei gas di saldatura; Classificazione dei fili.
5.
APPLICAZIONI: Saldatura semiautomatica; Preparazione del pezzo; Fine
della saldatura e ripresa; Saldatura degli acciai inossidabili; Saldatura delle leghe
di alluminio; Saldatura automatica, automatizzata e robotizzata; Ricariche e
riporti; Saldatura narrow-gap; Saldatura con più elettrodi; Applicazioni particolari; Difetti tipici nella saldatura a filo continuo; Parametri tipici.
Scienza
e
Tecnica
L’importanza dei controlli ispettivi per la qualità e la durata
delle superfici pitturate
Analogamente a quanto avviene per
altri processi di fabbricazione (saldatura, lavorazioni meccaniche, ecc.),
anche per i processi di pitturazione la
qualità dei risultati viene verificata attraverso numerosi esami e controlli.
In particolare, tralasciando gli aspetti
legati all’efficienza delle attrezzature necessarie all’applicazione delle pitture, si
vogliono descrivere brevemente alcune
verifiche essenziali:
• Verifica della corretta scelta dei prodotti da impiegare;
• Verifica della preparazione superficiale del substrato da pitturare;
• Verifica della corretta preparazione
dei prodotti e della loro corretta applicazione;
• Verifica delle idonee condizioni ambientali durante l’applicazione dei
cicli di pitturazione;
• Verifica del rispetto dei tempi previsti
per ogni fase di applicazione;
• Controllo dello spessore degli strati
di pittura applicati;
• Verifica delle caratteristiche di adesione delle pitture.
La quantità e l’importanza dei controlli
previsti prima e durante l’applicazione
delle pitture trova giustificazione nei risultati delle indagini sulle cause di danneggiamento delle protezioni superficiali: è stato infatti stimato che il 70 /
80% delle cause della scarsa efficienza e
durata dei cicli di pitturazione applicati
siano riconducibili alla non corretta
preparazione superficiale del substrato
da pitturare, mentre le restanti cause del
prematuro deperimento delle pitture
siano da ricercarsi quasi esclusivamente
nel mancato rispetto delle condizioni,
delle modalità e dei tempi previsti per
l’applicazione dei prodotti.
Confrontando quanto sopra riportato
con la realtà riscontrabile in alcuni
ambiti industriali, risulta evidente come
la verifica della “quantità” complessiva
di pittura applicata (il suo spessore
finale) e la verifica dell’adesione della
pittura stessa siano soltanto due dei controlli essenziali, e di per sé assolutamente insufficienti a garantire la qualità
e la durata nel tempo del ciclo di pitturazione adottato.
Verifica della corretta scelta dei prodotti
da impiegare
Non tutte le pitture ed i prodotti di cui è
previsto l’impiego (diluenti, sgrassanti,
ecc.) sono chimicamente compatibili;
pertanto, i prodotti stessi devono essere
attentamente controllati onde verificarne la corrispondenza con quanto pre-
visto nella specifica di pitturazione. Tutti
i prodotti devono essere catalogati per
lotti di produzione e contraddistinti da
relative codifiche alfanumeriche tipiche
di ogni fabbricante (Batch Numbers).
Inoltre, per tutti i lotti di produzione
devono essere verificate scrupolosamente le date di scadenza riportate sui
contenitori o reperibili presso i fornitori.
Verifica della preparazione superficiale
del substrato da pitturare
La preparazione superficiale del substrato da pitturare, come già accennato,
riveste un ruolo fondamentale per la
durata delle pitture. La verifica della rimozione delle sostanze oleose dalle superfici, del grado di pulizia superficiale,
della rugosità del substrato, della presenza di contaminanti chimici (per
citarne uno, il cloruro di sodio tipico
degli ambienti marini) sono controlli che
troppo spesso vengono ignorati o
confusi.
Per inquadrare il problema si consideri,
ad esempio, che la pulizia superficiale
mediante sabbiatura (con i suoi gradi
Sa 2 ½ , Sa 3, St 2 ½, ecc.), non essendo
in grado di eliminare dalle superfici olii,
grassi ed eventuali contaminanti
chimici, non può essere alternativa allo
sgrassaggio e al lavaggio delle superfici. La stessa pulizia mediante sabbiatura restituisce superfici più o meno
rugose a seconda del tipo e della dimensione dell’abrasivo impiegato (sabbia
Scienza e tecnica
silicea, graniglia metallica, ecc.), della
pressione di sabbiatura, dell’angolo di
impatto dell’abrasivo sulle superfici;
inoltre, a parità di abrasivo, si possono
ottenere rugosità più o meno irregolari a
seconda della “forma” dell’abrasivo
stesso (Grit, Shot).
Poiché in generale ogni pittura può
fornire prestazioni ottimali soltanto se
applicata su substrati idonei (le caratteristiche di pulizia e rugosità richieste
sono indicate, per ogni prodotto, nei rispettivi MDS = Material Data Sheet), si
può ben comprendere il ruolo che rivestono le verifiche sopra citate.
Verifica della corretta preparazione dei
prodotti e della loro corretta applicazione
Molte pitture ad alte prestazioni sono
del tipo bi-componente e quasi sempre le
pitture impiegate devono essere miscelate e diluite in funzione del metodo di
applicazione impiegato. In particolare,
ogni pittura deve essere abbinata ad un
diluente idoneo, indicato nella specifica
di pitturazione o nelle schede tecniche di
prodotto. Inoltre, non tutte le pitture
sono applicabili indistintamente con
qualsiasi metodo (pennello, rullo,
airless, ecc.).
Nell’ambito di una complessa attività di
pitturazione, non di rado vengono applicati due, tre, o più cicli differenti (per superfici interne, per superfici esterne, per
superfici a temperatura elevata, ecc.)
che comportano la presenza simultanea,
nei luoghi di lavoro, di una quantità notevole di prodotti differenti: è evidente,
pertanto, l’importanza del continuo controllo delle pitture e dei diluenti utilizzati, della loro miscelazione e del loro
metodo di applicazione.
Verifica delle idonee condizioni ambientali durante l’applicazione dei cicli di
pitturazione
Come è noto, non sempre le condizioni
climatiche sono idonee per l’applicazione delle pitture: si pensi, ad esempio,
a giornate con elevate percentuali di
umidità o addirittura pioggia.
Non sempre, tuttavia, vengono presi in
considerazione tutti gli aspetti climatici
che influiscono sul buon esito delle operazioni di pitturazione.
Ad esempio, affinché non si formi condensa sulle superfici, oltre alla percentuale di umidità relativa devono essere
costantemente verificati e rapportati tra
loro sia la temperatura superficiale del
substrato da pitturare sia il punto di
rugiada (Dew Point). D’altra parte,
alcune pitture che induriscono proprio
grazie alla presenza di acqua, richiedono una percentuale di umidità relativa
sufficientemente elevata per completare
il loro processo di essiccazione.
Il costante controllo delle condizioni
ambientali, peraltro reso molto agevole
dalla disponibilità di attrezzature elettroniche sofisticate (psicrometri, termometri, anemometri) che combinano ed
elaborano le informazioni rilevate, rappresenta quindi un elemento imprescindibile per la garanzia delle prestazioni e
della durata delle pitture.
Verifica del rispetto dei tempi previsti
per ogni fase di applicazione delle
pitture
Quasi tutte le fasi che compongono un
processo di pitturazione sono scandite
da tempi tecnici che devono essere indicati nella specifica di pitturazione e, per
ogni prodotto, nei rispettivi MDS.
Solo per citarne alcuni: il tempo
massimo che può intercorrere tra il
termine delle operazioni di sabbiatura e
l’inizio dell’applicazione delle pitture; il
tempo massimo di vita di una pittura
pluri-componente dal momento della
miscelazione dei suoi elementi costituenti (Pot Life); il tempo minimo di sovraverniciatura di ogni singolo strato di
un ciclo; il tempo minimo di essiccazione di una pittura (asciutta al tatto,
asciutta in profondità, ecc.).
Come si può immaginare considerando
le trasformazioni chimico-fisiche cui
sono soggette le pitture durante la loro
applicazione ed essiccazione, il rispetto
di tutti questi intervalli temporali, variabili in funzione delle condizioni climatiche attuali, è di assoluta importanza ai
fini della qualità finale dei cicli di pitturazione applicati.
Controllo dello spessore degli strati di
pittura applicati
Solitamente i comuni cicli di pittura-
zione sono costituiti da diversi strati
(due, tre o più) di prodotti chimicamente
anche molto differenti, che svolgono ciascuno una funzione ben precisa e che
devono necessariamente essere applicati
rispettando adeguati spessori per ciascuno di essi (esistono, solo per citarne
alcuni tipi, pitture che svolgono funzione
di protezione catodica, pitture “barriera”, pitture strutturali, pitture con
funzioni solo estetiche o in grado anche
di filtrare i raggi solari dannosi per le
pitture sottostanti, ecc.). A tale scopo,
evidentemente, le ispezioni devono
essere pianificate sulla base dei tempi di
pitturazione previsti. Inoltre, si devono
concordare a priori le modalità di verifica degli spessori di pittura (normativa
di riferimento, tipi di strumento da impiegare, numero di punti da rilevare,
zone da esaminare, ecc.), le modalità di
registrazione dei dati rilevati, le eventuali misure correttive da adottare in
caso di non conformità dei risultati ottenuti.
Verifica delle caratteristiche di adesione
delle pitture
Per ogni ciclo di pitturazione, le caratteristiche di adesione richieste devono
essere espressamente indicate nella relativa specifica tecnica. Tali caratteristiche possono essere valutate con metodi
qualitativi (Quadrettatura, Cross-Cut,
ecc.) o con metodi quantitativi
(Pull-Off).
Ci si limita a sottolineare il carattere distruttivo delle prove di adesione delle
pitture, che comporta la tempestiva esecuzione di ritocchi (Touch-Up) delle
zone soggette ad esame. Previo accordo
tra le Parti interessate, per evitare tali
riparazioni talvolta anche complesse, è
possibile eseguire le prove di adesione
non direttamente sugli elementi da pitturare, ma su campioni opportunamente
preparati (in sostanza si tratta di campioni di materiale simile a quello da pitturare, che vengono sottoposti, in parallelo, a tutte le fasi di pitturazione
previste per gli elementi originali).
Dott. Ing. Stefano Botta (IIS)
Organizzata da:
In collaborazione con:
precious water
IX Mostra delle tecnologie
per il trattamento e la distribuzione
dell’acqua potabile e il trattamento
delle acque reflue
Salone del trasporto
e della distribuzione di gas
Ferrara, Quartiere Fieristico
21-23 maggio 2008
Per ottenere in fiera il biglietto d'ingresso gratuito preregistrarsi su:
International Institute of
European
Welding Federation
Notizie
61st Annual Assembly 2008 of
International Institute of Welding
Graz, Austria - July 6 - 11
International Conference - July 10 -11 2008
“Safety and Reliability of Welded Components in Energy and Processing Industry”
Welding and the behaviour of welded materials play a key role in the safety and reliability of components in energy and process industry. These items represent in many cases the limiting factors for the design, fabrication, construction, service life, economy, reliability and
safety of the entire project.This conference will give a professional insight about the state of the art in the following topics:
• Design of Components
• Standards and Qualification of Personnel
• Welding Processes
• Base Materials and Welding
• Testing
• Service Behaviour (Toughness, Fatigue, Creep, Corrosion, ...)
• In Service Inspection, Maintenance and Repair
• Failure Cases
• Safety Concepts
• Economic Aspects
• Life Cycle Analysis
and their impact on welded components for power generation by using
• Thermal,
• Nuclear,
• Hydro-Power,
• Hydrogen and Alternative (Solar, Wind, Bio, ...) Energy Processes
as well as for welded components in oil and gas industry for
• Transport,
• Storing and Processing
and their influence on safety and reliability of the investments.
Leading experts will supply an overview about the present and future developments in power generation and processing industry in
the world.
On Thursday Evening a Reception will take place for the participants of the Conference.
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Salute,
Sicurezza
e
Ambiente
La normativa sull’esposizione professionale a campi
elettromagnetici ed a radiazioni ottiche artificiali
Nel numero 4 del 2007 (pag. 573) di
questa Rivista ci siamo dati appuntamento per parlare di campi elettromagnetici e di radiazioni ottiche artificiali,
dicendo che erano in corso di emanazione in Italia le leggi inerenti i rischi
per la salute dei lavoratori esposti a
questi agenti.
Il decreto legislativo 19/11/2007, n. 257
(Attuazione della direttiva 2004/40/CE
sulle prescrizioni minime di sicurezza
e di salute relative all’esposizione dei
lavoratori ai rischi derivanti dagli
agenti fisici (campi elettromagnetici) G.U. n. 9 del 1 Gennaio 2008) ha affrontato il primo di questi due temi, mentre il
Consiglio dei Ministri del 3 Marzo 2008
ha approvato un decreto legislativo con
le misure di prevenzione e protezione per
i lavoratori esposti a radiazioni ottiche
artificiali durante la loro attività professionale. Entrambi i testi sono presenti
nelle bozze attualmente in circolazione
del futuro Testo Unico sull’Igiene e la
Sicurezza sul Lavoro, del quale ci ritroveremo a parlare tra breve. Entrambi gli
argomenti meritano un approfondimento
certamente più ampio, ma in attesa delle
previste linee guida, vediamo di esaminare gli aspetti più importanti.
Il campo di applicazione del decreto
257/2007 dichiara che la norma si riferisce a campi magnetici statici e campi
elettrici, magnetici ed elettromagnetici
variabili nel tempo di frequenza inferiore o pari a 300 GHz. Come per tutti
gli altri agenti di rischio il datore di
lavoro valuta e, se necessario, misura o
calcola i livelli dei campi elettromagne-
tici ai quali sono esposti i lavoratori.
Questa valutazione, che deve essere eseguita da personale competente nell'ambito del servizio di prevenzione e protezione, può non essere effettuata in luoghi
di lavoro in cui si sia già proceduto ad
una valutazione in conformità alle disposizioni legislative e alle raccomandazioni comunitarie sulla protezione della
popolazione a questi campi. Deve essere
inoltre programmata ed effettuata la ripetizione della valutazione con cadenza
almeno quinquennale; i dati ottenuti costituiscono parte integrante del documento di valutazione del rischio.
Come per altri agenti fisici, la norma
prevede valori limite di esposizione e di
azione, ma il datore di lavoro deve in
ogni caso informare e formare i lavoratori su tali rischi (se presenti) e sul programma (da indicare nel documento di
valutazione) di misure di prevenzione e
protezione che ha adottato nel caso di
superamento dei valori di azione se
possono aver luogo esposizioni superiori
al VL di esposizione. La complicazione
nasce proprio dai valori limite e soprattutto dalla loro frammentazione nello
spettro delle frequenze: per i valori
di azione abbiamo che lo spettro 0 Hz 300 GHz è suddiviso in ben 13 intervalli
di frequenza, con la necessità di verificare il rispetto del valore indicato per un
numero di parametri variabile da 3 a 6 in
funzione dell’intervallo di frequenza. La
frase precedente è per sé complicata, ci
possiamo immaginare quanto lo sia l’applicazione pratica! I valori limite di
esposizione sono più semplici (7 inter-
valli con 1-4 parametri) ma con parametri differenti e, comunque, sarebbe utile
poter dimostrare che è rispettato il
valore di azione. Si ritiene quindi che se
non usciranno linee guida semplificative,
l’attività di monitoraggio sarà articolata
e richiederà strumenti specifici e professionalità elevate. In ogni caso il datore di
lavoro dovrà dare corso alla valutazione
dei rischi entro il 30 Aprile 2008.
La parte relativa alla protezione dei lavoratori dai rischi di esposizione a radiazioni ottiche artificiali appare ugualmente complessa. Essa interessa
particolarmente gli effetti nocivi sugli
occhi e la cute nell’esposizione a radiazioni elettromagnetiche di lunghezza
d’onda compresa tra 100 μ m e 1 mm,
comprese le radiazioni laser. Ancorché
questo intervallo sia piccolissimo rispetto a quello trattato in precedenza, i
valori limite sono ancor più frammentati
e di complessa valutazione. Anche in
questo caso si auspicano linee guida e la
scadenza per la valutazione dovrebbe
essere procrastinata di qualche mese,
ma non si può giungere impreparati.
Venendo al campo della saldatura e
delle tecniche collegate, è ben noto che
questi fattori di rischio sono o possono
essere presenti in queste lavorazioni e
quindi si rende necessaria la valutazione
e la predisposizione di programmi o
presidi di sicurezza.
Dovremo necessariamente approfondire
questi argomenti.
Prof. Teresio Valente
DIMEL - Sez. Medicina del Lavoro
Università di Genova
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Dalle
Associazioni
Il Comitato “costruire con l’Acciaio”
nasce nel 2007, è coordinato dal Geom.
Giancarlo Coracina. Presidente: Sig.
Adriano Fracasso.
Costruire con l’Acciaio
Nella consapevolezza che la fase delicata in cui si dibatte il settore delle costruzioni metalliche esige un programma
di interventi “correttivi” di ampio
respiro, ACAI ha concepito “clA, Costruire con l’Acciaio”, un progetto di rilancio della cultura del costruire con il
materiale acciaio.
L’obiettivo è andare a incidere nel profondo del problema ricreando le giuste
connessioni tra il sapere teorico e l’esperienza pratica, tra la maestria che
nasce dalla lunga militanza sul campo e
la capacità di comprendere le nuove esigenze e di sapere innovare. È un vero e
proprio programma di rinnovamento
culturale che vuole coinvolgere l’intera
filiera delle costruzioni metalliche.
L’iniziativa consiste in una serie molto
ampia ed articolata di azioni e di inter-
venti a vari livelli, destinati a diversi interlocutori e, quindi, calibrati su esigenze diversificate, ma tutti finalizzati a
implementare la diffusione della cultura
dell’acciaio come materiale da costruzione.
L’intera filiera delle costruzioni, infatti,
ha la necessità, forte ed evidente, di
un’attività non tanto di “marketing
puro”, quanto di convincimento, di formazione, di promozione, di acculturazione affidata ad addetti ai lavori che
possano presentare soluzioni concrete,
analizzare reali problematiche, fornire
delucidazioni e confrontare le proprie
esperienze sul campo, mettendo le conclusioni a disposizione della crescita
culturale dell’intero settore. Il progetto
chiama quindi a raccolta committenti
(pubblici e privati), progettisti, direttori
lavori, produttori di acciaio, commercianti, distributori, costruttori: tutti
sono coinvolti e tutti sono invitati a
portare il proprio contributo.
Due sono le linee di intervento prioritariamente attivate da clA.
Innanzitutto la promozione, rivolta a chi
ben poco conosce del costruire con l’acciaio, attraverso la rivista Costruzioni
Metalliche, canale privilegiato per raggiungere anche e soprattutto i centri di
progettazione individuali e collettivi che
non conoscono l’acciaio, ma che
possono trovarsi coinvolti nelle scelte
relative ai materiali da utilizzare per determinate realizzazioni. E mediante la
rivista è proposto il coinvolgimento in
incontri informativi mirati, nel corso dei
quali sarà illustrato l’iter dello sviluppo
del costruire con l’acciaio attraverso la
presentazione di esempi pratici.
La seconda linea di intervento si rivolge
ai centri di progettazione che operano
già con l’acciaio, ma che hanno avuto
difficoltà, nel corso degli anni, a mantenere il passo con l’evoluzione tecnica e
normativa e si sono scontrati con una
serie di problematiche che li ha demotivati e allontanati dalla scelta delle soluzioni in acciaio.
L’obiettivo è motivarli nella scelta di
tornare a considerare l’acciaio come
valida soluzione costruttiva al pari degli
altri materiali. È auspicato anche un
loro diretto coinvolgimento in incontri e
confronti ai quali sono invitati a partecipare in forma attiva, portando testimonianza della propria esperienza e delle
problematiche incontrate.
Grande attenzione è dedicata al mondo
della scuola e dell’Università.
Il progetto prevede una serie di incontri
tecnici con la partecipazione di rappresentanti delle aziende che sappiano trasmettere ai giovani, al di là dei contenuti
teorici e scientifici, anche informazioni
ed esempi concreti delle soluzioni
fornite dal materiale acciaio, nonché
delle molteplici possibilità che oggi l’industria offre; certamente saranno preziose per i giovani anche le esperienze di
“vita vissuta” che solo chi opera ed ha
operato concretamente sul campo è in
grado di trasmettere.
Dalle Associazioni
“Costruire con l’Acciaio” non trascurerà le modalità di promozione culturale
più tradizionali, quali i convegni e le
conferenze rivolti ad un ampio ventaglio
di destinatari ed organizzati di concerto
e in collaborazione con altri enti culturali e di promozione.
I convegni avranno la più classica e collaudata delle formule, imperniata su una
durata di 5–6 ore, suddivisa in due sessioni, con la partecipazione di esperti
e di relatori autorevoli e di elevato prestigio.
Le tematiche che si intendono sviluppare
riguardano in particolare, oltre alle possibilità espressive delle moderne soluzioni architettoniche, anche le migliori
soluzioni realizzative che l’acciaio consente per le sue spiccate potenzialità
prestazionali alla luce delle nuove
norme tecniche settoriali da poco
emanate.
In proposito, è in fase di svolgimento
una serie di tre convegni, su temi legati
all’entrata in vigore della nuova normativa tecnica. Iniziato con grande successo a Catania, il ciclo avrà i prossimi
appuntamenti a Roma il 18 Aprile e a
Milano il 6 Giugno ed è organizzato in
collaborazione con AIZ, Associazione
Italiana Zincatura. Infatti, la filosofia di
fondo che guida tutte le iniziative di
“Costruire con l’Acciaio” è la più completa disponibilità ed apertura ad ogni
occasione di sinergia con altre realtà del
mondo delle costruzioni metalliche: associazioni, enti, organizzazioni professionali o imprenditoriali che condivi-
dano le medesime finalità. In questa prospettiva, è già allo studio, in collaborazione con il C.T.A., una serie di iniziative, tra cui corsi di carattere
informativo, di aggiornamento tecnico e
normativo e corsi di approfondimento su
specifiche tematiche del costruire in
acciaio.
L’auspicio, infatti, è che si possa pervenire a realizzare una forte e coesa azione
corale tra tutti i protagonisti, a diversi
livelli, della costruzione in acciaio, nella
convinzione che solo un ben coordinato
gioco di squadra consentirà di raggiungere risultati positivi per il rilancio dell’intero settore.
Isabella Doniselli (clA)
Tariffe Pubblicitarie 2008
TIPO DI INSERZIONE
- Pagina a colori:
- Pagina B + N:
- 1/2 pagina B + N:
- 1/4 pagina B + N:
- Ogni colore in più:
- Copertina:
- 2a di Copertina:
- 3a di Copertina:
- 4a di Copertina:
- Risguardo 2a e 3a Cop.:
- Risguardo al Sommario:
- Inserto cucito o volante:
- Inserto di diverso formato:
- Inserto di diverso peso:
- Posizione destra o fissa:
- ABBONAMENTO:
- ABB.TO ESTERO:
- COPIA SINGOLA:
- COPIA SING. ESTERO:
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350,00
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2500,00
1400,00
1400,00
1900,00
1150,00
1150,00
1400,00
1500,00
1500,00
+ 20%
90,00
155,00
20,00
30,00
* Gli inserti (formato A4, già stampati fronte / retro) dovranno essere forniti alla Redazione in 3500 copie ad uscita;
* Per gli inserti di più pagine il prezzo sarà concordato caso per caso;
* Sulle tariffe indicate si applica lo sconto del 10% per le Società associate all’Istituto Italiano della Saldatura;
* Sono previsti sconti per quantità (minimo 12 pagine annuali).
Per informazioni e prenotazioni: Franco Ricciardi / Silvia Terrarossa
Tel. 010 8341.389/392 - fax 010 8341.399 - E-mail: [email protected]
Dalle
Aziende
FALCON : nuova macchina ESAB
per il taglio automatico plasma e
ossigas
FALCON è una macchina robusta e affidabile che può essere utilizzata per il
taglio plasma, ossitaglio oppure con entrambi i procedimenti. Per questo motivo
la FALCON è una macchina estremamente versatile, adatta alle attuali necessità produttive della piccola e media
industria ma pronta anche a soddisfare
eventuali esigenze future. Le caratteristiche di versatilità, unite ad un prezzo
competitivo, assicurano alla FALCON
un ottimo rapporto costi-benefici nella
sua categoria.
La macchina si basa su di una robusta
struttura a portale, con una trave trasversale dotata di grande rigidità. La
rotaia esterna è posta a un livello inferiore rispetto al piano di taglio, per consentire il carico e lo scarico delle
lamiere senza il rischio di collisioni con
la rotaia o con parti della macchina.
La larghezza del portale è di 3 metri,
mentre la larghezza di taglio utile è di 2
metri.
La macchina si muove mediante un azionamento AC di precisione a pignone e
cremagliera, privo di giochi e con
elevate caratteristiche di velocità e accelerazione sia in taglio che in posizionamento. Anche l’azionamento AC dei
carrelli porta-torcia assicura movimenti
rapidi e della massima precisione. I due
carrelli porta-torcia sono guidati da un
nastro in acciaio che, diversamente dai
cavi di acciaio convenzionali, non è soggetto a depositi di scorie e spruzzi. L’accoppiamento rapido dei carrelli al
nastro facilita il posizionamento
manuale dei carrelli porta-torcia.
L’accuratezza del progetto e l’elevata
qualità dei materiali e dei componenti
riducono i costi di manutenzione ed assicurano una lunga vita operativa.
Taglio plasma
Sono disponibili vari
sistemi ESAB per il
taglio plasma di
acciaio al carbonio,
acciaio inossidabile
e alluminio. Un
sistema automatico
regola con precisione l’altezza della
torcia dal pezzo, per
mezzo di un sensore.
La distanza della
torcia viene poi regolata continua-
mente durante il processo di taglio mediante il controllo della lunghezza dell’arco elettrico. Questo assicura un’alta
qualità di taglio in ogni condizione.
Il sistema di protezione anti-collisione
arresta immediatamente il processo di
taglio in caso di urti della torcia.
Taglio ossigas
La macchina FALCON può essere
dotata di due cannelli ossigas, per tagliare lamiere dello spessore massimo di
150 mm. Ogni cannello è dotato di un
dispositivo di accensione e di valvole
per la foratura automatica. La distanza
del cannello dal pezzo viene continuamente controllata da un anello capacitivo, che mantiene sempre la distanza ottimale per assicurare la massima qualità
di taglio.
Sistemi di controllo numerico
Tutti i procedimenti di taglio della
FALCON sono gestiti da un sistema a
controllo numerico. Funzioni di controllo complete, interfacce e data-base
integrato con 65 programmi offrono un
elevato livello di qualità e riproducibilità di taglio. I sistemi di controllo numerico ESAB sono facili da usare e consentono di ottenere rapidamente un’elevata
produttività.
ESAB Saldatura S.p.A.
Via Mattei, 24 - 20010 Mesero (MI)
Tel. 02 979681 - Fax 02 97289300
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Dalle Aziende
Un programma sempre più
qualificato di convegni a BIAS 2008
Il programma dei convegni della prossima edizione di BIAS, la Biennale Internazionale dell’Automazione, Strumentazione, Microelettronica e ICT per
l’Industria, che si svolgerà dal 27 al 30
Maggio 2008 a fieramilano (Rho), si fa
sempre più interessante. Il calendario si
arricchisce infatti di nuove opportunità
di aggiornamento professionale, che si
vanno ad aggiungere a quelle già proposte da GISI, AIS/Isa Italy Section, PCB
Magazine, Tecnoimprese e a quelle in
via di definizione da parte di FAST (Federazione delle Associazioni Scientifiche
e Tecniche), ANIPLA (Associazione Nazionale Italiana per l’Automazione),
Edizioni Fiera Milano e altri enti qualificati.
Nel pomeriggio della prima giornata
sarà ANIPLA, l’Associazione Nazionale
Italiana Per L’Automazione, a portare
l’attenzione su un tema che tocca più
settori applicativi: “Motion Control Esperienze nell’uso di sistemi per il controllo di movimento”.
Nella realizzazione dei sistemi per produrre, l’attuazione e il controllo del movimento assumono oggi una rilevanza
primaria sul piano tecnico ed economico. Tramite l’esposizione di alcune
esperienze d’uso di utilizzatori finali,
l’incontro si propone di mettere a fuoco
le opportunità di avanzamento tecnologico e i possibili ritorni economici che
una scelta consapevole dei sistemi di
motion control può consentire. L’evento
è coordinato dal Professor Paolo Rocco
del Politecnico di Milano.
Al problema del flusso e della valorizzazione dei dati nelle imprese industriali è
dedicato il convegno “Dal campo al
computer: la raccolta dei dati di produzione tramite fieldbus e reti industriali”,
promosso dalla rivista Fieldbus & Networks.
L’incontro punta a fornire, attraverso
l’intervento di relatori provenienti da
importanti aziende del settore dell’automazione industriale, una serie di suggerimenti concreti su un tema oggi fondamentale: la raccolta e il trasferimento
dei dati di produzione ai sistemi gestionali, affinché possano essere trasformati
in informazioni utili alla vita dell’impresa.
La “spina dorsale” di questo trasferimento è rappresentato dai fieldbus e
dalle reti industriali, che permettono di
connettere tutti i dispositivi in campo
con i livelli superiori dell’architettura
IT.
Sempre l’interfaccia tra automazione e
informatica è il tema del convegno
“Controllo real time PC-based: Linux vs
Windows” promosso dalla rivista Automazione e Strumentazione, che intende
esaminare le strategie di controllo real
time confrontando soluzioni e applicazioni realizzate a partire dai sistemi operativi Linux e Windows. Sono chiamati a
discuterne aziende specializzate nello
sviluppo di questi sistemi e altre particolarmente attive nella realizzazione di applicazioni real time.
Il rapporto tra produzione industriale e
ambiente sarà al centro del convegno
“EuP ovvero Energy Using Product:
dalle normative alla progettazione Ecocompatibile”, curato dall’associazione
Ecoqual’It, che approfondirà i vari
aspetti della produzione elettronica in
riferimento alle eco-direttive e in considerazione dell’intero ciclo di vita dei
prodotti: dall’eco-design, alla produzione, fino allo smaltimento.
Le problematiche ambientali e il risparmio energetico sono uno dei temi centrali che si sono sviluppati intorno al
protocollo di Kyoto e la Comunità
Europea si appresta a emettere normative che coinvolgono, in una prima fase,
almeno 14 categorie di prodotti che utilizzano energia elettrica.
L’Electronic Community, da sempre sensibile alle problematiche ambientali, si è
attivata in questa campagna alla ricerca
dell’efficienza partendo da due grossi
settori: l’elettronica di potenza (ad
esempio, alimentatori, attuatori) e l’illuminotecnica, dove i LED high power
stanno per sostituire molti dei sistemi di
illuminazione tradizionali grazie a
un’efficienza più elevata. Gli interventi
al convegno, quindi, a partire dall’analisi delle normative pubblicate o in via di
rilascio, svilupperanno le due tematiche
principali dell’elettronica di potenza e
dell’applicazione delle nuove sorgenti
luminose a LED.
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del viso dell’operatore nei processi di
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Il materiale composito con cui è stata
realizzata (Nylon 66) abbina leggerezza
e ottima resistenza alle temperature
elevate.
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alle disposizioni della direttiva
89/686/CEE e alle norme EN 175,
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di saldatura (cavi, morsetti, torce, spazzole e martelline, spray) e materiale di
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e la distribuzione dell’acqua potabile e
il trattamento delle acque reflue.
Edizione da "tutto esaurito" per la nona
edizione di ACCADUEO, che il quartiere fieristico di Ferrara ospiterà dal 21
al 23 Maggio prossimi. ACCADUEO si
conferma il più importante appuntamento - unico nel suo genere - per il
settore delle tecnologie per il trattamento e la distribuzione dell’acqua potabile e il trattamento delle acque reflue.
ACCADUEO ha tradizionalmente nel
momento espositivo il proprio punto di
forza, grazie alla presenza delle principali aziende produttrici di componenti e
apparecchiature.
Nelle ultime edizioni è andata sempre
aumentando anche la capacità di attrazione del programma convegnistico che
oggi costituisce un vero e proprio fiore
all’occhiello per la manifestazione organizzata da BolognaFiere, in collaborazione con Ferrara Fiere Congressi.
Uno sguardo ai temi dei Seminari e
Convegni programmati
Estremamente significativo il contributo
di Federutility, la più importante associazione del settore, nell’organizzazione
dei momenti di confronto.
Federutility coordina il convegno inaugurale, durante il quale verranno trattati
i temi centrali: problematiche relative al
quadro normativo e industrializzazione
dei servizi idrici.
IWA Italia, emanazione nazionale dell’Associazione mondiale dell’acqua, sta
predisponendo per ACCADUEO 2008
un evento di livello internazionale con la
presenza dei maggiori esperti mondiali.
Nel corso della giornata di lavoro verranno presentati alcuni dei più innovativi progetti di ricerca europei e si dibatterà dei nuovi approcci sulla gestione
dei servizi idrici (tecnologie e contratti
innovativi).
La Regione Emilia Romagna, particolarmente attiva nella sperimentazione di
metodiche nel risparmio idrico, con ricadute di rilievo nella riduzione dei
consumi energetici, nelle perdite di rete,
nella gestione del ciclo integrato e di
una gestione innovativa delle tariffe
sociali, organizzerà altri importanti appuntamenti.
Da ricordare, inoltre, la presenza di
Confservizi Emilia-Romagna che
porterà l’esperienza imprenditoriale dei
gestori di servizi pubblici, rapportandola alle attività di pianificazione regionale.
Il programma dei convegni comprenderà
inoltre i contributi di centri studi come il
Cssa e il Csdu che fanno riferimento a
importanti facoltà di ingegneria
(Ferrara, Bologna, Trento e il Politecnico di Milano), Unioncamere, ARPA
Emilia Romagna, Urber, associazioni di
categoria, aziende produttrici.
Da segnalare, infine, alcune occasioni
di confronto dedicate a tematiche più
"culturali" - ma comunque con forti ricadute operative - che verranno affrontate nei tre giorni di manifestazione:
qualità, certificazione, comunicazione,
sostenibilità ambientale, buone pratiche,
progetti di solidarietà, innovazione e
brevetti.
Per la Rassegna CH4, si svolgerà un importante seminario dal titolo “La digestione anaerobica per la produzione di
biogas: come coniugare ambiente ed
energia”, organizzato in collaborazione
con ENEA.
Gli operatori esteri
Tra i punti di forza della manifestazione
l’importante programma di promozione
delle missioni commerciali straniere,
realizzato in collaborazione con il Ministero del Commercio Internazionale e
l’Istituto Nazionale per il Commercio
Estero.
L’iniziativa intende favorire il confronto
delle aziende espositrici con rappresentanti governativi e realtà commerciali di
Libia, Libano, Tunisia, Algeria,
Marocco, Egitto, Turchia, Siria, Giordania ed Emirati Arabi Uniti. I risultati
dell’apposita ricerca commissionata da
ACCADUEO sulle opportunità di business in questi paesi, verranno presentati
nel corso di un convegno che si terrà
nella giornata inaugurale; i risultati
della suddetta ricerca saranno forniti
agli espositori con una pubblicazione
specifica.
BOLOGNA FIERE S.p.A.
Segreteria ACCADUEO
Piazza Costituzione, 6 - 40128 Bologna
Tel. 051 282261 - Fax 051 282328
www.accadueo.com
La saldatura CMT compie tre anni.
L’innovazione del processo di
giunzione - Uno sguardo al passato
e le prospettive per il futuro
Fin dalla sua introduzione sul mercato
nel 2005, il processo CMT (Cold Metal
Transfer) ha rivoluzionato la pratica
delle giunzioni termiche. Il terzo anniversario rappresenta l’occasione giusta
per stilare un bilancio, che non può che
essere positivo. Numerosi sono gli utenti
che, nell’industria metallurgica, fanno
ricorso al processo "a freddo" per gli
importanti vantaggi che presenta: riempimento ottimizzato delle fessure, distorsione termica ridotta e risultati praticamente privi di spruzzi lo differenziano
dal processo tradizionale. Molto più di
una semplice integrazione della saldatura MSG finora in uso: il processo
CMT offre nuovi spunti per risolvere i
problemi tecnici legati alla saldatura e
alla brasatura.
I risultati delle ottimizzazioni realizzate
dal 2005 ad oggi si sono dimostrati convincenti: una regolazione ancora più
precisa con combinazione del movimento a inversione del filo fino a 90 Hz
migliora ulteriormente il passaggio di
materiale e il riempimento delle fessure.
Ne consegue una velocità di lavoro superiore e un controllo ancora più
preciso della penetrazione del materiale
e del calore.
Non si rendono quindi necessari costosi
interventi di rifinitura meccanica sui
pezzi praticamente senza spruzzi. Si
evitano così il trattamento intermedio,
altrimenti necessario, e l’esecuzione di
un doppio controllo di qualità. Fin dall’inizio la saldatura perfetta consente un
flusso di lavoro ottimizzato, suppor-
Dalle Aziende
tando quindi gli sforzi verso una produzione più sicura.
L’utente può inoltre sfruttare al meglio
le altre due caratteristiche fondamentali
del processo CMT, ossia la ridotta penetrazione del calore e l’elevato riempimento delle fessure. A seconda dei casi,
l’utente può inoltre combinare queste
caratteristiche per far fronte a requisiti
specifici. L’innovativo processo si presta
in modo particolare nei casi in cui è richiesta grande precisione. Una volta interrotto elettronicamente l’arco voltaico,
il pezzo rimane più freddo e completamente protetto contro l’apporto di
calore.
L’aspetto dell’elevato riempimento delle
fessure diventa interessante, ad esempio,
quando si tratta di gestire oscillazioni
delle fessure sul lato del pezzo. In particolari casi, le fessure non uniformi da 0
a 3 mm possono essere unite. Con il processo CMT è pertanto possibile unire
anche giunzioni sottili e spesse, nonché
materiali altamente legati "difficili".
Il merito di questi vantaggi spetta agli
sviluppatori Fronius che hanno percorso
nuove strade, passando successivamente
alla digitalizzazione. Le principali differenze del processo CMT rispetto ai processi short arc digitali convenzionali
sono rappresentate dal movimento del
filo integrato nella regolazione del processo, dall’aumento e dalla riduzione
dell’arco voltaico e dal distacco della
goccia mirato e senza spruzzi. La complessa sintonia tra il controllo dell’arco
voltaico e il movimento del filo di saldatura è garantita da un controllo elettronico.
FRONIUS
Via Monte Pasubio, 137 - 36010 Zanè (VI)
Tel. 0445 804444 - Fax 0445 804400
www.fronius.com
MCM 2008
A Verona il Congresso Nazionale
AIMAN. Il mondo della Manutenzione
si dà appuntamento ad MCM
Dopo gli importanti riscontri ottenuti lo
scorso anno da MCM - la Mostra Convegno Internazionale della Manutenzione Industriale - che ha visto la presenza di 59 aziende partecipanti (da 7
Paesi) e oltre 5500 operatori in visita, la
manifestazione torna a Veronafiere dal
21 al 23 Ottobre 2008, e si presenta
come l’appuntamento fondamentale in
Italia per gli operatori del mondo della
manutenzione industriale.
MCM è un appuntamento innovativo,
che ha convinto gli operatori anche
grazie al nuovo format, che unisce una
parte espositiva ad una forte componente formativa in fiera.
Gli operatori, infatti, sono sempre più
interessati alla formazione; per questo,
ad MCM, la congressistica assume un
ruolo primario, con gli espositori che
hanno la possibilità di effettuare workshop/presentazioni in aule attrezzate.
Nel 2007, il panorama formativo allestito da associazioni partner ed aziende
partecipanti è risultato veramente imponente; e nel 2008, al programma consolidato si va ad aggiungere un ulteriore
importante tassello, il Congresso Ufficiale di AIMAN, Associazione Italiana
Manutenzione.
La seconda edizione di MCM ospita
infatti ufficialmente i lavori del XXIII
Congresso Nazionale AIMAN, evento
chiave e imprescindibile per i responsabili della manutenzione, i tecnici, gli
asset manager delle imprese italiane.
Il Congresso, che sarà coordinato dal
neo-eletto Vicepresidente AIMAN
Franco Santini e vedrà come chairman
personalità quali lo stesso Santini, Francesco Cangialosi, Luciano Furlanetto e
Maurizio Cattaneo, si svolgerà in
quattro sessioni e verterà sui temi “Manutenzione e Competitività”, “Manutenzione e Sicurezza - Ambiente”, “Strumenti dell’Ingegneria di Manutenzione”
e “Manutenzione nell’Ambiente Costruito”.
Il Congresso AIMAN (che per tradizione
si svolge all’interno della manifestazione di riferimento per la manutenzione) sarà organizzato a partire dal
2008 a Verona, un ulteriore riconoscimento, questo, alle peculiarità dell’evento-MCM e al gradimento decretato
da aziende e visitatori per la manifestazione; e risulterà senz’altro di stimolo
per fornire sempre nuovi e più importanti strumenti e contenuti agli operatori
della manutenzione.
MCM si svolge in concomitanza con
altre manifestazioni internazionali,
quali CREA (Condizionamento, Riscaldamento, Energia, Ambiente) e Home
and Building (Domotica, Building Technologies).
Molto importante, tra queste, risulterà
la concomitanza con SAVE - Mostra
Convegno Internazionale delle Soluzioni
e Applicazioni Verticali di Automazione,
Strumentazione e Sensori, data la sinergia dei contenuti e delle proposte e il
target assolutamente qualificato e sinergico, cui la manifestazione si rivolge.
Appuntamento, quindi, a Veronafiere dal
21 al 23 Ottobre 2008; tutte le informazioni sono disponibili sul sito
www.mcmonline.it
EIOM - Ente Italiano Organizzazione Mostre
Viale Premuda, 2 - 20129 Milano
Tel. 02 55181842 - Fax 02 55184161
www.eiomfiere.it
Dalle Aziende
DuPont decide un ritocco (+3%)
del prezzo della fibra protettiva
NOMEX® in Europa
Vicinissima al braccio del robot
DuPont ha annunciato un aumento del
3% in Europa del prezzo della fibra a
marchio DuPont™ NOMEX®, utilizzata
per la confezione di indumenti protettivi
dalle fiamme, destinati a prevenire i
rischi di ustione in un’ampia gamma di
applicazioni nel settore industriale, militare e del pronto intervento.
A partire dal 1° Gennaio 2008, l’aumento del prezzo riflette la volontà di
DuPont di finanziare gli ingenti piani di
investimento previsti per l’ammodernamento dell’impianto di produzione di
fibre aramidiche DuPont™ NOMEX ®,
nelle Asturie, così come per l’estensione
già annunciata, per un ammontare di
$500 milioni, dell’impianto di produzione della fibra DuPont™ KEVLAR ®,
una fibra pararamidica sintetica utilizzata in associazione come agente di rinforzo in molti materiali protettivi confezionati con NOMEX®.
Nonostante gli incrementi record registrati nei costi delle materie prime e dell’energia dal 2005, DuPont ha mantenuto stabili i propri prezzi negli ultimi 18
mesi in Europa: “La nostra principale
preoccupazione è garantire la salute finanziaria e la redditività delle nostre attività, perché possano rinnovarsi continuamente e sviluppare nuovi prodotti, in
grado di aiutare i nostri clienti a differenziarsi sul mercato,” afferma Alfons
Held, Direttore Vendite di DuPont Personal Protection Europe. “Tuttavia, i continui aumenti dei costi delle materie
prime e della logistica ci costringono ad
adottare queste misure di aumento dei
prezzi, per continuare a soddisfare le
esigenze dei nostri clienti, oggi e in
futuro”.
Novità: Sistema per la guida dei cavi
compatto “Triflex RS”
Tubi flessibili in materiale plastico applicati su robot possono piegarsi e rompersi. Inoltre non sono in grado di resistere alla torsione. Per questo gli esperti
di catene portacavi della Igus di Colonia
hanno sviluppato il sistema mobile e
multidimensionale per catene portacavi
“Triflex R” con una libertà di movimento definita sugli assi X, Y e Z. Soprattutto per applicazioni in spazi ridotti
c’è adesso - una novità - un modulo universale denominato “Triflex RS”, per
portare i cavi parallelamente al braccio
del robot facendo risparmiare spazio ed
evitando la formazione di anse.
La catena portacavi “Triflex R”, già
pluripremiata con riconoscimenti per il
design industriale, è una famiglia di prodotti per utilizzatori e costruttori di
robot che comprende ormai oltre un centinaio di componenti. Grazie a questo
sistema modulare, la Igus assicura la
realizzazione di ogni tipo di applicazione, dal grande robot saldatore al
piccolo robot manipolatore. “Triflex R”
funziona in base al principio
sfera/calotta (“principio trailer”).
La calotta e la sfera vengono a formare
dopo l’incastro un’unità estremamente
mobile che abbina la possibilità di eseguire movimenti su tutti gli assi a un
forte serraggio garantendo così un’elevata resistenza alla trazione.
È possibile una torsione fino a +/- 380°
per metro nell’asse longitudinale. Sia
nel movimento radiale che di torsione,
questa catena portacavi consente un
raggio di curvatura minimo con effetto
protettivo nei confronti dei cavi. Infine,
l’elevata mobilità del sistema Triflex RS
consente di velocizzare la fase di teaching del robot.
SECI
Ufficio Stampa Dupont Personal Protection
Foro Bonaparte, 54 - 20121 Milano
Tel. 02 72001513 - Fax 02 72020171
www.seci1981.it
Montaggio diretto
Il nuovo modulo universale “Triflex RS”
è adatto soprattutto ad applicazioni con
uno spazio costruttivo molto ridotto.
“Triflex RS” può essere montata direttamente su tutti i punti di fissaggio pre-
senti sul robot. Non è richiesto alcun
preventivo lavoro di progettazione: la
catena portacavi, nella lunghezza richiesta, viene applicata alla parte anteriore del robot e con l’apposito attacco
fissata al sesto asse. Date le dimensioni
costruttive ridotte, il sistema può essere
impiegato anche se sul terzo asse si
trova per esempio un’unità di valvole o
una cassetta di distribuzione.
Nessuna formazione di anse
La catena portacavi esente da lubrificazione “Triflex R” dispone di una molla
di ritrazione incorporata. Impiegando
fibre elastiche, che vengono innestate
nei moduli appositi, viene realizzata automaticamente una messa in tensione
mirata. Questo meccanismo di ritrazione funziona in modo analogo a quello
di una canna da pesca. In questo modo
la catena, anche se si effettuano dei movimenti complessi, viene fatta scorrere
sempre molto vicino al braccio del robot
senza che si possano formare delle anse
né si possa venire a creare un carico eccessivo sui cavi sulla testa del robot. Il
programma di fornitura completo,
filmati e altre informazioni, sono reperibili sul sito www.triflex-r.eu.
IGUS® S.r.l.
Via delle Rovedine, 4 - 23899 Robbiate (LC)
Tel. 039 59 061 - Fax 039 59 06222
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ASPIRMIG
Welding&Safety
Web: www.aspirmig.com E-mail: [email protected]
......la saldatura senza fumo
ASPIRMIG srl
Notiziario
Letteratura Tecnica
Welding Handbook - Volume 3:
Welding Processes Part 2 9th Edition
Miami (FL-USA) 2007, 205x260 mm,
670 pagine, ISBN 0-978-87171-053-6,
$ 192.00 (€ 122.61)
L’American Welding
Society pubblica,
ormai da decenni,
un’opera in più
volumi dal titolo
“Welding Handbook”, riguardante
la saldatura e le tecniche affini e connesse. L’AWS ha intrapreso, recentemente, la stampa della nona edizione di
questa collana, indubbiamente la più autorevole nel campo della letteratura
tecnica mondiale.
La nuova serie, completa, comprenderà
5 volumi di cui il primo, dal titolo
“Welding Science and Technology”, è
stato pubblicato nel 2001, il secondo sui
processi tradizionali nel 2004 e il terzo,
pubblicato nel 2007, che qui presentiamo, descrive i processi di saldatura
speciali, mentre il quarto ed il quinto illustreranno la saldabilità metallurgica
dei diversi materiali e le loro applicazioni. Tutti e cinque i testi rispecchieranno, soprattutto, lo stato attuale delle
conoscenze e l’evoluzione tecnica e
scientifica, ottenuta negli ultimi anni in
questo particolare settore.
In questa nuova edizione, ampiamente
aggiornata ed ampliata, sono presentati
sostanzialmente i principi e le applicazioni dei processi di saldatura a resistenza, in fase solida, a fascio concentrato ed altri processi di saldatura
speciali, le giunzioni con adesivi e il
taglio termico. Nel volume vengono descritti, per ogni tipo di processo, i principi base, rimasti sostanzialmente inalterati rispetto all’edizione precedente e
vengono soprattutto messi in evidenza
l’evoluzione e lo stato di avanzamento di
sofisticate metodologie per il controllo,
la scelta e l’ottimizzazione dei parametri; inoltre sono illustrati i nuovi materiali di consumo e le loro proprietà di
impiego. In particolare, il testo dedica
ampio spazio agli attuali sistemi digitali
ed informatici per la regolazione dei
parametri e alla loro influenza positiva
sul livello qualitativo dei giunti saldati.
Gli argomenti trattati in questo terzo
volume, divisi in 15 capitoli, riguardano:
la saldatura a resistenza a punti, a rulli, a
rilievi ed a scintillio; le apparecchiature
per la saldatura a resistenza; la saldatura
ad alta frequenza; la saldatura ad attrito e
la “friction stir welding”; la saldatura ad
ultrasuoni; la saldatura ad esplosione; la
giunzione con adesivi; la spruzzatura
termica; la saldatura e la brasatura a diffusione; la saldatura laser ed a fascio
elettronico; il taglio laser ed altri processi di taglio termico.
Numerose illustrazioni e tabelle corredano il volume, contribuendo ad una
maggiore assimilazione dei concetti
esposti nel testo.
Per facilitare l’individuazione degli argomenti specifici desiderati, ciascun capitolo all’inizio raccoglie un indice dei
contenuti esposti; completa la trattazione un utile ed interessante indice
analitico.
American Welding Society, 550 N.W.
LeJeune Road, Miami, FL 33126 (USA).
Telefax +1 303 397 2740
http://www.aws.org
Distributore in Europa:
IHS Global Engineering Documents
http://global.ihs.com/
Codici e Norme
Norme nazionali
Italia
UNI EN 1124-2 - Tubi e raccordi di
acciaio inossidabile con saldatura longitudinale con giunto a bicchiere per
sistemi di acque reflue - Parte 2: Sistema
S - Dimensioni (2008).
UNI EN ISO 6520-1 - Saldatura e procedimenti connessi - Classificazione
delle imperfezioni geometriche nei materiali metallici - Parte 1: Saldatura per
fusione (2008).
Notiziario
UNI EN 10028-1 - Prodotti piani di
acciai per recipienti a pressione - Parte
1: Requisiti generali (2008).
UNI EN 10028-7 - Prodotti piani di
acciai per recipienti a pressione - Parte
7: Acciai inossidabili (2008).
UNI EN 10213 - Getti di acciaio per impieghi a pressione (2008).
UNI EN 10253-2 - Raccordi per tubazioni da saldare di testa - Parte 2: Acciai
non legati e acciai ferritici legati con requisiti specifici di controllo (2008).
UNI EN 10272 - Barre di acciaio inossidabile per impieghi a pressione (2008).
UNI EN ISO 10447 - Saldatura a resistenza - Prove di sbottonamento mediante scalpello e di pelatura su saldature
a resistenza a punti e a rilievi (2008).
UNI 10565 - Saldatrici da cantiere ad
elementi termici per contatto impiegate
per l'esecuzione di giunzioni testa/testa
di tubi e/o raccordi in polietilene (PE),
per il trasporto di gas combustibile, di
acqua e di altri fluidi in pressione - Caratteristiche funzionali, di collaudo e di
documentazione (2008).
UNI EN 14197-2 - Recipienti criogenici
- Recipienti fissi isolati non sotto vuoto Parte 2: Progettazione, fabbricazione,
controlli e prove (2008).
UNI EN ISO 14373 - Saldatura a resistenza - Procedura per la saldatura a
punti di acciai a basso tenore di carbonio
rivestiti e non rivestiti (2008).
UNI EN 15495 - Prove non distruttive Emissione acustica - Ispezione di attrezzature a pressione metalliche durante la
prova di accettazione - Localizzazione a
zona delle sorgenti di EA (2008).
UNI EN ISO 15614-7 - Specificazione e
qualificazione delle procedure di saldatura per materiali metallici - Prove di
qualificazione della procedura di saldatura - Parte 7: Riporto mediante saldatura (2008).
UNI EN ISO 16432 - Saldatura a resistenza - Procedura per la saldatura a
rilievi, ottenuti per imbutitura, di acciai a
basso tenore di carbonio rivestiti e non
rivestiti (2008).
UNI EN ISO 16433 - Saldatura a resistenza - Procedura per la saldatura a rulli
di acciai a basso tenore di carbonio rivestiti e non rivestiti (2008).
UNI EN ISO 17657-1 - Saldatura a resistenza - Misurazione della corrente di
saldatura per la saldatura a resistenza Parte 1: Linee guida per la misurazione
(2008).
saldatura per la saldatura a resistenza Parte 2: Misuratore di corrente di saldatura con bobina di misurazione della
corrente (2008).
saldatura per la saldatura a resistenza Parte 3: Bobina di misurazione della corrente (2008).
saldatura per la saldatura a resistenza Parte 4: Sistema di taratura (2008).
saldatura per la saldatura a resistenza Parte 5: Verifica del sistema di misurazione della corrente di saldatura (2008).
UNI EN ISO 18595 - Saldatura a resistenza - Saldatura a punti dell'alluminio
e delle sue leghe - Saldabilità, saldatura
e prove (2008).
USA
API Spec 4F - Specification for drilling
and well servicing structures, eighth
edition (2008).
API Std 620 - Design and construction
of large, welded, low-pressure storage
tanks (2008).
ASME B16.9 - Edition: factory-made
wrought buttwelding fittings (2008).
ASTM A 426/A 426M - Standard specification for centrifugally cast ferritic
alloy steelpipe for high-temperature
service (2008).
ASTM F 1083 - Standard specification
for pipe, steel, hot-dipped zinc-coated
(galvanized) welded, for fence structures
(2008).
AWS A5.23/A5.23M - Specification for
low-alloy steel electrodes and fluxes for
submerged arc welding (2007).
AWS D10.18M/D10.18 - Guide for
welding ferritic/austenitic duplex stainless steel piping and tubing (2008).
Norme europee
EN
EN 877:1999/A1 - Cast iron pipes and
fittings, their joints and accessories for
the evacuation of water from buildings Requirements, test methods and quality
assurance (2008).
EN ISO 14175 - Welding consumables Gases and gas mixtures for fusion
welding and allied processes (ISO
14175:2008) (2008).
Norme internazionali
ISO
ISO 10675-1 - Non-destructive testing
of welds - Acceptance levels for radiographic testing - Part 1: Steel, nickel, titanium and their alloys (2008).
ISO 14175 - Welding consumables Gases and gas mixtures for fusion
welding and allied processes (2008).
ISO 15614-3 - Specification and qualification of welding procedures for metallic materials - Welding procedure test Part 3: Fusion welding of non-alloyed
and low-alloyed cast irons (2008).
ISO 24373 - Welding consumables Solid wires and rods for fusion welding
of copper and copper alloys - Classification (2008).
Notiziario
Corsi IIS
Luogo
Genova
Data
19-21/5/2008
Titolo
Ore
Corso di qualificazione e certificazione nella saldatura in elettronica approvato dall’ESA per Ispettore per tecnologia a “foro
passante” in accordo alla Specifica ECSS-Q-70-08
24
Legnano (MI)
19-22/5/2008
Corso teorico-pratico di saldatura di tubi e/o raccordi di PE per
il convogliamento di gas, acqua ed altri fluidi (UNI 9737)
--
Roma
19-22/5/2008
--
Genova
19-23/5/2008
18-20/6/2008
Corso per International Welding Engineer - Parte III Metallurgia e saldabilità
72
Genova
19-23/5/2008
Corso per International Welding Technologist - Parte III Metallurgia e saldabilità
43
Genova
19-23/5/2008
Corso di qualificazione e certificazione nella saldatura in elettronica approvato dall’ESA per Operatore per tecnologia a “foro
passante” in accordo alla Specifica ECSS-Q-70-08
40
Corso di ricertificazione approvato dall’ESA per
Operatore/Ispettore per tecnologia a “foro passante” in accordo
alla Specifica ECSS-Q-70-08
16
Corso di qualificazione e certificazione nella saldatura in elettronica approvato dall’ESA per Operatore 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 per tecnologia SMT in
accordo alla Specifica ECSS-Q-70-38
36 (*)
Genova
Genova
Genova
20-21/5/2008
26-30/5/2008
26-30/5/2008
Mogliano Veneto
(TV)
26-30/5/2008
Corso celere in saldatura
Genova
27-28/5/2008
Corso di ricertificazione approvato dall’ESA per
Operatore/Ispettore per tecnologia SMT in accordo alla Specifica ECSS-Q-70-38
16
Organizzatore
Istituto Italiano della Saldatura - Divisione FOR
Lungobisagno Istria, 15 - 16141 Genova
Tel. 010 8341371 - Fax 010 8367780 - [email protected]
32
Messina
2-5/6/2008
--
Genova
5-6 e
11-13/6/2008
Corso teorico-pratico per operatori sull’incollaggio (European
Adhesive Bonder)
40
Genova
9-12/6/2008
--
Genova
16-17/6/2008
Corso teorico-pratico di incollaggio di tubi e/o raccordi di PVCC, PVC-U o di ABS per la qualificazione UNI 11242
16
Genova
30/6-4/7/2008
Corso celere in saldatura
32
Genova
3-4 e
9-11/7/2008
Corso teorico di specializzazione sull’incollaggio (adhesive
bonding)
40
(*) 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.
Notiziario
Corsi IIS (segue)
Luogo
Data
Titolo
Ore
Mogliano Veneto
(TV)
7-10/7/2008
--
Legnano (MI)
7-10/7/2008
--
Genova
7-11/7/2008
Corso modulare per la qualificazione ad International Welding
Inspector - Basic - Ispezione di giunti saldati
42
Genova
7-18/7/2008
Corso di qualificazione e certificazione nella saldatura in elettronica per Istruttore / Esaminatore in accordo alla Specifica
ESA PSS-01-748
64
Genova
14-17/7/2008
--
Genova
14-18 e
21-23/7/2008
Corso per International Welding Engineer - Parte III - Tecnologia della saldatura
58
Genova
14-18/7/2008
Corso per International Welding Technologist - Parte III - Tecnologia della saldatura
43
Genova
15-16/7/2008
Sicurezza e prevenzione degli infortuni in saldatura - Corso
avanzato per responsabili della sicurezza
16
Genova
19-20/7/2008
Corso sull’applicazione dei sistemi di gestione del processo speciale saldatura EN ISO 3834
16
Messina
28-31/7/2008
--
Corsi di qualificazione per personale addetto alle PND di livello 1, 2 e 3
Esame visivo (VT)
Mogliano
Veneto (TV)
3-4/6/2008
Modulo Specifico corrosione e verniciatura per livello 2 UNI EN
473/ISO 9712
12
Legnano (MI)
12-13/6/2008
Modulo Specifico corrosione e verniciatura per livello 2 UNI EN
473/ISO 9712
12
Genova
18-19/6/2008
Modulo di Base per livello 2 UNI EN 473/ISO 9712
16
Genova
20/6/2008
Modulo di Metodo per livello 2 UNI EN 473/ISO 9712
8
Genova
25-26/6/2008
Modulo Specifico saldatura per livello 2 UNI EN 473/ISO 9712
12
Esame radiografico (RT)
Legnano (MI)
20-23/5/2008
Modulo Specifico operatore tecniche convenzionali per livello 2
UNI EN 473/ISO 9712
32
Genova
17-20/6/2008
UNI EN 473/ISO 9712
32
Genova
18-19/6/2008
16
Esame ultrasonoro (UT)
Legnano (MI)
27-30/5/2008
UNI EN 473/ISO 9712
32
Genova
18-19/6/2008
16
Organizzatore
Notiziario
Corsi di qualificazione, ecc. (segue)
Esame con particelle magnetiche (MT)
Priolo (SR)
20-21/5/2008
16
Mogliano
Veneto (TV)
5-6/6/2008
16
16
Genova
18-19/6/2008
Esame con liquidi penetranti (PT)
Priolo (SR)
22-23/5/2008
16
Legnano (MI)
10-11/6/2008
16
Genova
18-19/6/2008
16
Corsi di altre Società
Luogo
Data
Napoli
15-17/5/2008
Milano
Titolo
Organizzatore
I sistemi di gestione ambientale: le norme UNI EN
ISO 14000
AICQ-M (Napoli)
Tel. 081 2396503; fax 081 6174615
[email protected]
20/5/2008
Valutazione globale di conformità alla Direttiva
97/23/CE - Il punto di vista del fabbricante, dell'ente terzo, dell'utilizzatore
Centro Formazione UNI (Milano)
Tel. 02 70024464; fax 02 70024474
[email protected]
Milano
21/5/2008
24/6/2008
Applicazione del Decreto ministeriale 1° dicembre
2004 n. 329 - Criteri generali per la gestione degli
impianti industriali
Tel. 02 70024464; fax 02 70024474
[email protected]
Roma
21-22/5/2008
Sicurezza nella manutenzione (D.Lgs 626/94 e
s.m.i, Decreto 16 Gennaio 1997)
Centro Formazione UNI (Roma)
Tel. 06 69923074; fax 06 6991604
[email protected]
Napoli
21-22/5/2008
Trattamenti superficiali dei metalli, prove di laboratorio e di accettazione
AICQ-M (Napoli)
Tel. 081 2396503; fax 081 6174615
[email protected]
Roma
Torino
21-22/5/2008
27-28/5/2008
Le apparecchiature di misura: la gestione e la stima
dell'incertezza di misura
CERMET - Servizio Formazione (Roma)
Tel. 06 7626001; fax 06 76968124
[email protected]
Modena
Milano
Roma
22/5/2008
12/6/2008
17/7/2008
Calcolo dell’incertezza di misura nelle prove chimiche
ANGQ (Roma)
Tel. 06 5915028; fax 06 5914834
[email protected]
Roma
Milano
23/5/2008
6/6/2008
Qualità nella manutenzione
Centro Formazione UNI (Roma)
Tel. 06 69923074; fax 06 6991604
[email protected]
Tel. 02 70024464; fax 02 70024474
[email protected]
Catania
Milano
Roma
3/6/2008
11/6/2008
16/7/2008
Validazione dei metodi di prova e delle procedure
di taratura
ANGQ (Roma)
Tel. 06 5915028; fax 06 5914834
[email protected]
Milano
9-13/6/2008
Programma di addestramento raccomandato per
l’esame con particelle magnetiche di 2° livello
secondo EN 473
CND Studio Sas di Gino FABBRI & C. (Milano)
Tel. 02 341649; fax 02 341205
[email protected]
Roma
10/6/2008
Le novità introdotte dalla nuova direttiva sulla Sicurezza delle Macchine 2006/42/CE del 17
Maggio 2006
Tel. 06 7626001; fax 06 76968124
[email protected]
Notiziario
Corsi di altre Società (segue)
Luogo
Data
Roma
11/6/2008
Milano
Napoli
Titolo
Organizzatore
L'impatto della nuova direttiva 2006/42/CE sulla
progettazione meccanica: analisi ed approfondimenti
Tel. 06 7626001; fax 06 76968124
[email protected]
16-27/6/2008
Programma di addestramento raccomandato per
l’esame di radiografia di 2° livello secondo EN 473
CND Studio Sas di Gino FABBRI & C. (Milano)
Tel. 02 341649; fax 02 341205
[email protected]
19-21/6/2008
Corso base per la conduzione delle verifiche ispettive interne per la Qualità secondo le norme ISO
9001:2000 ed ISO 19011:2002
AICQ-M (Napoli)
Tel. 081 2396503; fax 081 6174615
[email protected]
Mostre e Convegni
Luogo
Data
Bologna
15/5/2008
S. Paulo
(Brasile)
Titolo
Organizzatore
La qualificazione di specifiche di procedura di
saldatura (WPS): guida all’applicazione della
normativa EN ISO e del Codice ASME BPV
SECTION IX
Istituto Italiano della Saldatura (Genova)
Tel. 010 8341373; fax 010 8367780
[email protected]
18-21/5/2008
IIW International Congress - 2nd Latin American
Welding Congress
ABS - Associação Brasileira de Soldagem (S. Paulo - BR)
Tel. +55 11 304550540; fax +55 11 30458578
[email protected]
Awaji Island - Kobe
(Giappone)
20-22/5/2008
7th International Friction Stir Welding Symposium
TWI (Cambridge - UK)
Tel. +44 (0) 1223 899000; fax +44 (0) 1223 892588
[email protected]
Ferrara
21-23/5/2008
ACCADUEO - Mostra internazionale delle tecnologie per il trattamento e la distribuzione dell’acqua potabile e il trattamento delle acque reflue
BolognaFiere (Bologna)
Tel. 051 282111; fax 051 6374028
[email protected]
Genova
22/5/2008
Ritiri e tensioni residue nei giunti saldati
Tel. 010 8341373; fax 010 8367780
[email protected]
Rho (MI)
27-30/5/2008
BIAS - Biennale internazionale dell’automazione,
strumentazione, microelettronica e ICT per l’industria
Fiere & Mostre (Milano)
Tel. 02 40922426; fax 02 40922450
[email protected]
Rho (MI)
27-30/5/2008
BI.MAN - Biennale della manutenzione industriale
Fiere & Mostre (Milano)
Tel. 02 40922426; fax 02 40922450
[email protected]
Mosca
(Russia)
27-30/5/2008
SCHWEISSEN & SCHNEIDEN RUSSIA 2008 International Trade Fair Joining Cutting Surfacing
MESSE ESSEN GmbH (Essen - D)
Tel. +49 (0) 201 72440; fax +49 (0) 201 7244248
[email protected]
Gold Reef City
(Sudafrica)
28-29/5/2008
The Southern African Institute of Welding - 60th
Anniversary Conference
Southern African Institute of Welding (Johannesburg South Africa)
Tel. +27 (0) 11 8364121; fax +27 (0) 11 8364132
[email protected]
Guangzhou
(Cina)
28-30/5/2008
Aluminium China 2008
Reed Exhibitions (Beijing - China)
Tel. +86 10 85189070; fax +86 10 8518 9060
[email protected]
Hannover
(Germania)
3-5/6/2008
O and S 2008 - International trade fair for surface
treatments and coatings
Landesmesse Stuttgart GmbH (Stuttgart - D)
Tel. +49 (0) 711 25890; +49 (0) 711 2589440
[email protected]
Notiziario
Mostre e Convegni (segue)
Luogo
Guimarães
(Portogallo)
Data
4-6/6/2008
Titolo
Organizzatore
7th International Conference on steel bridges
CMM - Portuguese Steelwork Association (Coimbra - P)
Tel. +351 239 797219; fax +351 239 405722
[email protected]
Il CREEP nei giunti saldati
Tel. 010 8341373; fax 010 8367780
[email protected]
Genova
5/6/2008
Bologna
5-6/6/2008
MECFORPACK - Meccanica di precisione, materiali innovativi, engineering e tecnologie, elettronica, componentistica per macchine automatiche e
sistemi di confezionamento
BolognaFiere (Bologna)
Tel. 051 282111; fax 051 6374014
[email protected]
Chongqing
(Cina)
8-11/6/2008
13th World Aluminium Conference
CRU Events (London - UK)
Tel. +44 20 79032410; fax +44 20 79032432
[email protected]
Timişoara
(Romania)
12-13/6/2008
ISIM International Conference “Innovative technologies for joining advanced materials”
ISIM (Timişoara - R)
Tel. +40 (0) 256 491828; fax +40 (0) 256 492797
[email protected]
Biarritz
(Francia)
22-25/6/2008
TransAl 2008 - International Congress on “Aluminium and sustainable development”.
Inasmet Tecnalia (Donostia - E)
Tel. +34 943 003678; fax +34 943 003800
[email protected]
Provaglio d’Iseo (BS)
26/6/2008
Evoluzione e nuove tendenze applicative dei procedimenti di saldatura ad arco, a resistenza, allo
stato solido
AQM Srl (Provaglio d’Iseo - BS)
Tel. 030 9291782; fax 030 9291777
[email protected]
Provaglio d’Iseo (BS)
26/6/2008
Le nuove frontiere della saldatura: procedimenti
Laser, Electron Beam e Friction Stir Welding
AQM Srl (Provaglio d’Iseo - BS)
Tel. 030 9291782; fax 030 9291777
[email protected]
Monaco di Baviera
(Germania)
3/7/2008
The Metal Industry´s 1st Technical Conference on
Magnetic Pulse Welding and Forming
Pulsar Ltd. (Yavne - Israel)
Tel. +972 (8) 9427750; fax +972 (8) 9427746
[email protected]
Graz
(Austria)
6-11/7/2008
61st Annual Assembly of the International Institute of Welding
Graz University of Technology (Graz - A)
Tel. +43 316 8737182; fax +43 316 8737187
[email protected] www.iiw2008.at
Graz
(Austria)
10-11/7/2008
International IIW Conference “Safety and reliability of welded components in energy and processing industry”
Graz University of Technology (Graz - A)
Tel. +43 316 8737182; fax +43 316 8737187
[email protected] www.iiw2008.at
www.compotec.it
COMPO+
TEC
CarraraFiere, Marina di Carrara - Italy
29/30/31 OTTOBRE OCTOBER
2008
RASSEGNA DELLA PRODUZIONE IN MATERIALE
COMPOSITO E TECNOLOGIE CORRELATE
EXHIBITION FOR COMPOSITE TECHNOLOGIES,
PRODUCTION AND PROCESSING
ORGANIZZATO DA/ORGANIZED BY:
Business on the Move
In partnership con/
In partnership with:
In collaborazione con/
In co-operation with:
Sponsor unico bancario/
Sole sponsoring bank:
REGIONE
TOSCANA
Ministero
dello Sviluppo Economico
PROVINCIA
DI MASSA CARRARA
GRUPPO BANCA CARIGE
PR O M OZ I ON E
PR O M OZ I ON E
Cassa
di Risparmio
di Carrara S.p.A.
Ricerche
Bibliografiche
Dati IIS-Data
Corrosione da H2S
(2000-2007)
Corrosion of API 5L B and X52 in crude oil/water/gas mixtures di PERDOMO J.J. et al. «MP», Febbraio 2000, pp. 76-79,
F. 2, T. 4, B. 21.
Acciai microlegati; CO 2 ; condotte; corrosione; corrosione per
vaiolatura; industria petrolifera; solfuri.
Carbon dioxide and hydrogen sulfide corrosion of API 5L
grades B and X52 steels di PERDOMO J.J. et al. «MP», Marzo
2002, pp. 54-58.
Acciai microlegati; API; CO 2 ; corrosione; idrogeno; infragilimento da idrogeno; solfuri.
Cathodic protection of UNS C71500 heat exchanger tubes in
sulphide polluted Arabian Gulf sea water di CAREW J.A.
«Br. Corr. J.», Aprile-Giugno 2000, pp. 115-119.
Ambiente marino; corrosione; corrosione da acqua di mare;
monel; prove di corrosione; scambiatori di calore; solfuri; tubi.
Hydrogen cracks in welded steel pipes - Part 1: Formation
and parameters di ADAMIEC P. e DZIUBINSKI J. «Weld.
Cutting», Luglio-Agosto 2002, pp. 206-209.
Acciai basso-legati; alto; condotte; corrosione; criccabilità a
freddo; giunti saldati; infragilimento da idrogeno; resistenza
meccanica; saldature elicoidali; solfuri.
Relationship between chemical structure of imidazoline inhibitors and their effectiveness against hydrogen sulphide corrosion of steels di SZYPROWSKI A. J. «Br. Corr. J.», AprileGiugno 2000, pp. 155-160.
Acciai al C; acciai inossidabili austenitici; composizione
chimica; corrosione; industria petrolifera; microstruttura; prove
di corrosione; solfuri.
Impedance study of imidazoline inhibitors against hydrogen
sulphide corrosion in steel di SZYPROWSKI A.J. «Br. Corr.
J.», Aprile-Giugno 2002, pp. 141-146.
Acciai al C; acciai inossidabili austenitici; corrosione; idrogeno; industria petrolifera; solfuri.
Experimental evaluation of Fe-Al claddings in high-temperature sulfidizing environments di BANOVIC S.W. et al. «Wdg.
J.», Marzo 2001, pp. 63s-70s.
Alta temperatura; caldaie; condizioni ambientali; corrosione;
ferro; leghe d'alluminio; placcatura; saldabilità; saldatura con
filo fusibile in gas protettivo; saldatura TIG; solfuri.
Prediction tools for sulfidic corrosion di BAKER K.C. «MP»,
Maggio 2001, pp. 62-63.
Acidi; alta temperatura; corrosione; solfuri; zolfo.
Effect of modifying microadditions on the corrosion resistance of welded joints in oil and gas pipelines di MAKARENKO V.D. et al. «Weld. Int.», Settembre 2001, pp. 723-728.
Acciai da costruzione; aggiunte di elementi di lega; condotte;
corrosione; giunti saldati; solfuri; terre rare; zirconio.
Effect of welding parameters and H2S partial pressure on the
susceptibility of welded HSLA steels to sulfide stress cracking
di OMWEG G.M. et al. «Wdg. J.», Giugno 2003, pp. 136s-144s.
Acciai al C; acciai basso-legati; alto; corrosione; durezza; microscopio; parametri di processo; pressione; resistenza meccanica; saldatura con filo fusibile in gas protettivo; saldature elicoidali; solfuri; tensocorrosione; tubi; ZTA.
Testing of superduplex stainless steel for sour service di
WOOLLIN P. e MALIGAS M. «Stainless World», Giugno 2003,
pp. 17-23.
Acciai inossidabili austeno-ferritici; alogenuri; corrosione; corrosione per vaiolatura; gas acidi; industria petrolifera; microstruttura; prove di corrosione; solfuri; tensocorrosione.
Liquid H2S scavenger performance at hydrodynamic gas conditions di RAMIREZ M. et al. «MP», Giugno 2003, pp. 50-54.
Condotte; corrosione; industria chimica; industria petrolifera;
solfuri.
Ricerche Bibliografiche
Effect of H 2 S on corrosion in polluted waters: a review di
WIENER M.S. et al. «Corrosion Engineering Science and Technology», Luglio-Settembre 2006, pp. 221-227.
Acqua; acqua di mare; apparecchiature per uso domestico; corrosione; corrosione da acqua di mare; corrosione galvanica;
solfuri.
Simulation tests on the effects of mechanical damage or acid
cleaning on corrosion resistant alloys used for oil/gas production well tubulars di MCMAHON A. e MARTIN W. «Stainless
World», Settembre 2004, pp. 21-27.
Acciai inossidabili austeno-ferritici; acciai inossidabili martensitici; acidi; condotte; corrosione; industria chimica; industria
petrolifera; preparazione superficiale; prove di corrosione; simulazione; solfuri; tubi.
Stress corrosion testing of welded supermartensitic stainless
steels for oil and gas pipelines di TURNBULL A. e NIMMO B.
«Corrosion Engineering Science and Technology», AprileGiugno 2005, pp. 103-109.
Acciai inossidabili martensitici; condotte; corrosione; effetti del
Mis-Match; industria petrolifera; microstruttura; operazione
dopo saldatura; proprietà meccaniche; prove di corrosione; saldatura TIG; solfuri; tensocorrosione; trattamento termico; ZTA.
Properties and sulfide stress cracking resistance of coarsegrained heat-affected zones in V-microalloyed X60 steel pipe
di RAMIREZ J.E. et al. «Wdg. J.», Luglio 2005, pp. 113s-123s.
Acciai al C; acciai microlegati; condotte; corrosione; durezza;
microstruttura; operazione dopo saldatura; proprietà meccaniche; solfuri; tensocorrosione; trattamento termico; velocità di
raffreddamento; ZTA a grano ingrossato.
Cracking susceptibility of duplex stainless steel at an intermediate temperature in the presence of H 2S containing environments di MALDONADO J.G. et al. «Stainless World», Dicembre 2004, pp. 16-21.
Acciai inossidabili austeno-ferritici; alta temperatura; corrosione; criccabilità; industria petrolifera; operazioni in servizio;
proprietà meccaniche; prove di corrosione; saldabilità; solfuri;
tensocorrosione; tubi.
Corrosion product analysis in oil and gas pipelines di SMITH
S.N. «MP», Agosto 2003, pp. 44-47.
Condotte; corrosione; industria petrolifera; solfuri.
A study of acid-gas pipeline corrosion using electrochemical
impedance spectroscopy di NESHATI J. e FARDI M. «MP»,
12CD 2006, pp. 42-46.
Acciai per condotte; acidi; CO 2 ; condotte; corrosione; gas; industria petrolifera; laboratori; proprietà chimiche; proprietà
elettriche; simulazione; solfuri; spettroscopia.
Modeling of hydrogen sulfide corrosion by coupling of phase
and polarization behavior di HOFFMEISTER H. «Corrosion»,
Dicembre 2006, pp. 1092-1099.
Acciai inossidabili; acciai inossidabili austeno-ferritici; corrosione; corrosione per vaiolatura; criccabilità; effetti locali; proprietà chimiche; proprietà elettriche; prove di corrosione; reazioni chimiche; simulazione; solfuri; tensocorrosione.
Cathodic kinetics of API X70 pipeline steel corrosion in H 2 S
containing solutions under turbulent flow conditions di
ARZOLA-PERALTA S. et al. «Corrosion Engineering Science
and Technology», Ottobre-Dicembre 2006, pp. 321-327.
Acciai per condotte; cinetica delle reazioni; condotte; corrosione; prove di corrosione; solfuri.
Reliability of electrochemical techniques for determining
corrosion rates on carbon steel in sulfide media di HILBERT
L.R. et al. «Corrosion», Aprile 2007, pp. 346-358.
Acciai al C; affidabilità; corrosione; proprietà chimiche; proprietà elettriche; sistemi di controllo; solfuri.
Effect of molybdenum and chromium additino 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.
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
Metalurgia & Materiais
Met. Materiais
Metalurgia International
Metalurgia
Modern Plastics International
Plastics Int.
Modern Steel Construction
Steel Constr.
NDT & E International
NDT & E Int.
NDT & E International UK
NDT & E Int.
NDT International
NDT Int.
Notagil S.I.
Notagil
Notiziario dell’ENEA Energia e Innovazione
ENEA E.I.
Notiziario dell’ENEA Sic. e Prot.
ENEA-DISP.
Notiziario Tecnico AMMA
AMMA
NRIM Research Activities
NRIM Research
NT Tecnica e Tecnologia AMMA
NT AMMA
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Per ulteriori informazioni, rivolgersi a:
Istituto Italiano della Saldatura - Divisione PRN / Uff. Abbonamenti
Lungobisagno Istria, 15 - 16141 Genova GE
Tel. (+39) 010 8341.392; Fax (+39) 010 8367780
e-mail: [email protected] Web: www.iis.it
Elenco
degli
Inserzionisti
161
175-176
--241
164
287
216
165
274
-162
169
-214-215
228
159
-168
-250
-251
4a cop
160
-272
-173
-266
-296
-177
-286
229
-276
-257
170
---267
--265
163
201
279
--230
271
288
171
280
202
-167
--260
--259
-297
3a cop
----302
2a cop
-166+240+298
174
-172
--258
3 M ITALIA
AEC TECHNOLOGY
AIPND
ANASTA
ANCCP
ASG Superconductors
ASPIRMIG
ASSOMOTORACING
BÖHLER WELDING GROUP ITALIA
CAPILLA
CARPANETO - SATI
CEA
CEBORA
COFILI
CGM TECHNOLOGY
COM-MEDIA
COMMERSALD
DRAHTZUG STEIN
DVC - DELVIGO COMMERCIALE
EDIBIT
EDIMET
Edizioni PEI
ETC OERLIKON
ESAB SALDATURA
ESARC
EVEREST VIT
FIERA ACCADUEO
FIERA ALUMOTIVE
FIERA BIAS
FIERA BIMEC
FIERA BI-MU
FIERA BIMU-MED
FIERA COMPOTEC
FIERA EXPOLASER
FIERA LAMIERA
FIERA MAQUITEC
FIERA MCM
FIERA MECFORPACK
FIERA METEF
FIERA MOTORSPORT EXPOTECH
FIERA SAMUMETAL
FIERA SEATEC
FIERA SICURTECH
FIERA SUBFORNITURA
FIERA TECHFLUID
FRONIUS
G.B.C. INDUSTRIAL TOOLS
G.E.INSPECTION TECHNOLOGIES
G. FISCHER
GILARDONI
HYPERTHERM Europe B.V.
IGUS
INE
IPM
ITALARGON
ITW
LANSEC ITALIA
LASTEK
LINCOLN ELECTRIC ITALIA
MEDIAPOINT & COMMUNICATIONS
NDT ITALIANA
OGET
ORBITALUM TOOLS
OXYTURBO
PARODI SALDATURA
RIVISTA BELTEL
RIVISTA MECCANICA & AUTOMAZIONE
RIVISTA U & C
RIVOIRA
RTM
SACIT
SAF - FRO
SALTECO
SANDVIK ITALIA
SELCO
SEMAT CARPENTERIA
SEMAT ITALIA
SIAD
SOGES
SOL WELDING
TEC Eurolab
TECNEDIT
TECNOELETTRA
TELWIN
THERMIT ITALIANA
TRAFILERIE DI CITTADELLA
Via San Bovio, 3 - Località San Felice - 20090 SEGRATE (MI)
Via Leonardo Da Vinci, 17 - 26013 CAMPAGNOLA CREMASCA (CR)
Via A. Foresti, 5 - 25127 BRESCIA
Via G. Tarra, 5 - 20125 MILANO
Via Rombon, 11 - 20134 MILANO
Corso F.M. Perrone, 73r - 16152 GENOVA
Via Podi, 10 - 10060 VIRLE PIEMONTE (TO)
Via del Battirame, 6/3 - 40138 BOLOGNA
Via Palizzi, 90 - 20157 MILANO
Via per Telgate - Loc. Campagna - 24064 GRUMELLO DEL MONTE (BG)
Via Ferrero, 10 - 10090 RIVOLI/CASCINE VICA (TO)
Corso E. Filiberto, 27 - 23900 LECCO
Via A. Costa, 24 - 40057 CADRIANO DI GRANAROLO (BO)
Via Friuli, 5 - 20046 BIASSONO (MI)
Via Adda, 21 - 20090 OPERA (MI)
Via Serio, 16 - 20139 MILANO
Via Bottego, 245 - 41010 COGNENTO (MO)
Talstraße 2 - 67317 ALTLEININGENl (Germania)
Località Cerri - 19020 CEPARANA DI FOLLO (SP)
Via Cà dell’Orbo, 60 - 40055 CASTENASO (BO)
Via Brescia, 117 - 25018 MONTICHIARI (BS)
Strada Naviglio Alto, 46/1 - 43100 PARMA
Via Vo’ di Placca, 56 - 35020 DUE CARRARE (PD)
Via Mattei, 24 - 20010 MESERO (MI)
Via Cadibona, 15 - 20137 MILANO
Via Paracelso, 16 - 20041 AGRATE BRIANZA (MI)
c/o 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 CARRARAFIERE - Viale Galileo Galilei, 133 - 54033 MARINA DI CARRARA (MS)
c/o PIACENZA EXPO - S.S. 10 Frazione Le Mose - 29100 PIACENZA
c/o EXPO CONSULTING - Via Brugnoli, 8 - 40122 BOLOGNA
c/o EIOM - Viale Premuda, 2 - 20129 MILANO
c/o BOLOGNAFIERE - Piazza Costituzione, 6 - 40128 BOLOGNA
c/o EDIMET - Via Brescia, 117 - 25018 MONTICHIARI (BS)
c/o MODENA ESPOSIZIONI - Viale Virgilio, 58/B - 41100 MODENA
c/o PORDENONE FIERE - Viale Treviso, 1 - 33170 PORDENONE
c/o CARRARAFIERE - Viale Galileo Galilei, 133 - 54033 MARINA DI CARRARA (MS)
c/o FIERA MILANO TECH - Via Gattamelata, 34 - 20149 MILANO
c/o SENAF - Via Eritrea, 21/A - 20157 MILANO
c/o EDIMET - Via Brescia, 117 - 25018 MONTICHIARI (BS)
Via Monte Pasubio, 137 - 36010 ZANE’ (VI)
Via Artigiani, 17 - 25030 TORBIATO DI ADRO (BS)
Via Grosio, 10/4 - 20151 MILANO
Via Sondrio, 1 - 20063 CERNUSCO SUL NAVIGLIO (MI)
Via A. Gilardoni, 1 - 23826 MANDELLO DEL LARIO (LC)
Vaartveld, 9 - 4704 SE ROOSENDAAL (Olanda)
Via delle Rovedine, 4 - 23899 ROBBIATE (LC)
Via Facca, 10 - 35013 CITTADELLA (PD)
Via A. Tadino, 19/A - 20124 MILANO
Via S. Bernardino, 92 - 24126 BERGAMO
Via Privata Iseo, 6/E - 20098 S. GIULIANO MILANESE (MI)
Via Bizet, 36/N - 20092 CINISELLO BALSAMO (MI)
Viale dello Sport, 22 - 21026 GAVIRATE (VA)
Via Fratelli Canepa, 8 - 16010 SERRA RICCO’ (GE)
Corso Buenos Aires, 8 - Corte Lambruschini - 16129 GENOVA
Via del Lavoro, 28 - 20049 CONCOREZZO (MI)
Via Torino, 216 - 10040 LEINI’ (TO)
Freibühlstrasse, 19 - 78224 SINGEN (D)
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c/o the C’ Comunicazione - Via Orti, 14 - 20122 MILANO
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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 Lomellina, 16/B - 20090 BUCCINASCO (MI)
Via Torricelli, 15/A - 37135 VERONA
S.P. Rivoltana, 35/b - 20090 LIMITO DI PIOLTELLO (MI)
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Via Palladio, 19 - 35010 ONARA DI TOMBOLO (PD)
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Via Monte Bianco, 30/3 - 20043 ARCORE (MI)
Via S. Bernardino, 92 - 24126 BERGAMO
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Via Meucci, 26 - 36030 COSTABISSARA (VI)
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
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Copertina 2_08:Copertina 1/08 - Istituto Italiano della Saldatura

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