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Istituto Italiano della Saldatura – Lungobisagno Istria, 15 – 16141 Genova (I) - Tariffa regime libero: “Poste Italiane SpA - Sped. A.P. 70%, DCB Genova” Tassa Pagata - Taxe Perçue ordinario - Contiene IP + Supplemento - Bimestrale Settembre-Ottobre 2010 ISSN:0035-6794
Organo Ufficiale dell’Istituto Italiano della Saldatura - anno LXII - N. 5 * 2010
In questo numero:
Numero 5
2010
Saldatura robotizzata:
le novità presentate in Automatica 2010
Effetti metallurgici dei trattamenti termici
negli acciai inossidabili al solo cromo,
al cromo-nichel ed indurenti per precipitazione
Saldatura ibrida laser-arco della lega
di titanio Ti6Al4V: caratterizzazione
meccanica dei giunti e tolleranza al gap
Didattica
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CEAWELDCOMWWWCEAWELDCOM
Editoriale
La mosca
cocchiera
L’
economia è una disciplina elitaria
e coloro che la praticano sono tenuti in
grande considerazione.
Le discipline tecniche, invece, sono più
ordinarie e coloro che le praticano
godono di un rispetto minore.
Un esempio: esiste un premio Nobel per
l’economia (che è una disciplina e non
una scienza; la scienza è la Sociologia),
ma non esiste un analogo premio Nobel
per la termodinamica (che è anch’essa
una disciplina; la scienza di appartenenza essendo la Fisica).
Economia e termodinamica appartengono, pertanto, a due piani di attenzione
diversi!
E tuttavia, mentre i principi della termodinamica sono universali e costituiscono
fondamento incontrovertibile alla comprensione di ogni trasformazione reale, i
principi dell’economia sono soggettivi e
controversi, non essendoci praticamente
mai condivisione, fra gli esperti, circa le
cause e le conseguenze degli eventi che
hanno (pressoché tutti) aspetti di natura
564 Riv. Ital. Saldatura - n. 5 - Settembre / Ottobre 2010
economica. Nel tempo sono emerse, pertanto, teorie classiche e teorie eterodosse, che hanno sostenuto tutto ed il
contrario di tutto, dal liberismo estremo
al socialismo più rigido (per limitarsi,
impropriamente, soltanto ai grandi temi
di macroeconomia). La Grande Depressione, seguita alla crisi del 1929, è
ancora un argomento di grande dibattito,
che vede schierati su fronti opposti
esperti di chiara fama (compreso
qualche premio Nobel).
Se una disciplina assume valenza nella
misura in cui, nel contesto delle sue
competenze, riesce ad essere predittiva
ex ante ed esplicativa ex post dei fatti
che la riguardano, allora quest’area
dell’attività umana merita qualche considerazione aggiuntiva.
Il problema, ritengo, sta negli obbiettivi
che ci si pone.
L’economia è una disciplina sociologica
e non fisica. Pertanto, per sua natura,
soggetta (non solo, ma anche) ad una
infinità di parametri che afferiscono ai
comportamenti umani. Quindi variabili,
dispersi, disomogenei e largamente condizionati dal modello sociale in essere.
In questo contesto diventa molto difficile, se non impossibile, definire ipotesi
oggettive e condurre analisi deterministiche. Le conclusioni risultando, infine,
necessariamente questionabili.
Approcci di tipo matematico, per quanto
avanzati, finiscono per risultare troppo
rigidi, avendo essenzialmente valenza
statistica, ammesso che le ipotesi siano
corrette e, altrettanto rilevante, sufficientemente stabili.
Il perché una signora decida per la prima
volta di acquistare un oggetto firmato
per una cifra venti volte superiore al
valore reale dello stesso o un giovane
preferisca la disoccupazione ad un
lavoro di saldatore o di infermiere (per
fare due esempi banali di microecono-
mia) definisce una configurazione ben
lontana dall’ “homo economicus”, razionale ed esclusivamente attento ai propri
interessi, spesso alla base delle teorie
economiche, e trova invece le sue radici
nella soddisfazione di bisogni sociali, di
per sé mutevoli e soggetti a componenti
emozionali.
Concludendo: mentre i fondamentali
(pochi) della disciplina economica
restano riferimento inalienabile della
conoscenza umana, la ricerca di più o
meno raffinate puntualizzazioni di
secondo livello (e oltre) appartiene
all’area della produzione di entropia
(concetto insito nel secondo principio
della termodinamica) che accompagna
in maggior misura le attività umane
meno efficaci ed efficienti.
Nel frattempo, i tecnici lavorano (accontentandosi di poco, soddisfatti dell’appagamento intellettuale che ogni mentalità
scientifica prova nel far bene il proprio
lavoro) e la tecnologia vola!
Realizzando a ritmo sostenuto opportunità incredibili che plasmano i modelli
sociali e condizionano largamente i meccanismi economici di sostegno.
Gli economisti arrancano al seguito (con
decisamente qualche pretesa in più,
rispetto ai tecnici di cui sopra, data l’elitarietà della disciplina che praticano),
cercando di s piegare ex post c o sa
diavolo succede nella microeconomia
(allocazione delle risorse, ecc.) e nella
macroeconomia (teoria dello sviluppo,
ecc.), in questo nuovo scenario globalizzato e tecnologicamente avanzato.
Fra qualche secolo avranno raggiunto un
risultato ragionevolmente condiviso.
Oggi, infatti, c’è completa condivisione
circa la teoria mercantilistica del XVII e
XVIII secolo.
Dott. Ing. Mauro Scasso
Segretario Generale IIS
ANNO LXII
Settembre-Ottobre 2010
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 2010:
Italia: .......................................... € 90,00
Estero: ........................................ € 155,00
Un numero separato: ................ € 20,00
La Rivista viene inviata gratuitamente ai Soci
dell’Istituto Italiano della Saldatura.
Direzione - Redazione - Pubblicità:
Lungobisagno Istria, 15 - 16141 Genova
Telefono: 010 8341333
Telefax: 010 8367780
e-mail: [email protected]
web: www.iis.it
Sommario
Articoli
5
567
Saldatura robotizzata: le novità presentate in Automatica 2010 – R. MOLFINO,
M. ZOPPI
577
Effetti metallurgici dei trattamenti termici negli acciai inossidabili al solo cromo, al
cromo-nichel ed indurenti per precipitazione – M. DE MARCO, M. MANDINA,
M. MURGIA
591
Saldatura ibrida laser-arco della lega di titanio Ti6Al4V: caratterizzazione
meccanica dei giunti e tolleranza al gap – M. BRANDIZZI et al.
601
Processi innovativi per il taglio di acciaio inox e alluminio. Il processo Water Mist
Secondary (WMS) – F. MONECHI, G. AGAZZI
607
Applications of quantitative acoustic emission non-destructive inspection
technology for testing welded structures and components – G. MURAVIN,
B. MURAVIN, L. LEZVINSKY
615
629
International Institute of Welding (IIW)
Fatigue design of welded components of railway vehicles – Influence of
manufacturing conditions and weld quality – M. KASSNER et al.
IIS Didattica
Criteri di scelta del gas di protezione per la saldatura a filo continuo con fili pieni
Rubriche
Rivista associata
Registrazione al ROC n° 5042 - Tariffa regime libero:
“Poste Italiane SpA - Spedizione in Abbonamento
Postale 70%, DCB Genova” - Fine Stampa Ottobre 2010
Aut. Trib. Genova 341 - 20.4.1955
641
Scienza e Tecnica
Il panorama normativo inerente al controllo ad onde guidate – F. BRESCIANI
643
IIW-EWF Notizie
IIW’s scientific and technical activities
651
Leggi e Decreti
A proposito di responsabilità amministrativa e di sue “esimenti” – T. LIMARDO
655
Dalle Aziende
663
Notiziario
Letteratura tecnica
Codici e norme
Corsi
Mostre e convegni
675
Ricerche bibliografiche da IIS-Data
Saldatura ibrida laser/MIG
682
Elenco degli Inserzionisti
Progetto grafico: COMEX sas - Milano
Fotocomposizione e stampa: ALGRAPHY S.r.l. - Genova
Tel 010 8366272, Fax 010 8358069 - www.algraphy.it
L’istituto non assume responsabilità per le opinioni espresse
dagli Autori. La riproduzione degli articoli pubblicati è
permessa purché ne sia citata la fonte, ne sia stata concessa
l’autorizzazione da parte della Direzione della Rivista, e sia
trascorso un periodo non inferiore a tre mesi dalla data della
pubblicazione. La collaborazione è aperta a tutti, Soci e
non Soci, in Italia e all’Estero. La Direzione si riserva
l’accettazione dei messaggi pubblicitari. Ai sensi del D.Lgs.
196/2003, i dati personali dei destinatari della
Rivista saranno oggetto di trattamento nel rispetto della
riservatezza, dei diritti della persona e per finalità
strettamente connesse e strumentali all’invio della
pubblicazione e ad eventuali comunicazioni ad esse correlate.
In copertina
MICOPERI Marine Contractors Srl utilizza impianti KEMPPI con il sistema Super Snake, forniti
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Nelle fasi di prefabbricazione di importanti elementi strutturali nelle costruzioni off-shore, la Società MICOPERI utilizza
macchine KEMPPI ad inverter e controllo digitale, in particolare delle famiglie FastMIG™ Synergic con l’ausilio della
prolunga brevettata da Kemppi SuperSnake. La gamma SuperSnake evita di dover trasportare unità di alimentazione
del filo ingombranti e pesanti, alleviando la fatica del personale e migliorandone la sicurezza e la produttività.
Le torce tradizionali a motore e a bobina aumentano il peso e la fatica sul polso degli operatori e presentano limiti
dovuti alle loro capacità in fatto di distanza, filo di apporto o volume di materiale depositato. La serie SuperSnake
risolve tutti questi problemi, consentendo saldature di volume a distanza e riducendo allo stesso tempo il peso e la
fatica sul polso degli operatori quando questi utilizzano le torce di saldatura standard.
Operatori di saldatura più produttivi e meno vincolati grazie a una maggiore libertà di movimento; questi sono i grandi
vantaggi che l’applicazione SuperSnake consente di ottenere.
Saldatura robotizzata: le novità
presentate in Automatica 2010
(°)
R. Molfino *
M. Zoppi *
Sommario / Summary
AUTOMATICA è una delle più prestigiose esposizioni di
robotica, automazione e meccatronica nel mondo: la quarta
edizione si è svolta nel periodo 7-11 Giugno a Monaco di
Baviera, contemporaneamente con il convegno ISR/Robotik
2010.
L’articolo si pone l’obiettivo di presentare e discutere le soluzioni e le innovazioni viste in fiera nonché i principali risultati illustrati nel convegno ISR/Robotik 2010 in tema di saldatura.
L’articolo è diviso in quattro sezioni: una breve rassegna sulla
componentistica esposta in fiera seguita dalla presentazione
dei sistemi robotici di saldatura mostrati negli stand dei principali produttori di robot.
La terza sezione è dedicata ai risultati degli articoli su temi di
saldatura presentati in ISR/Robotik.
Nell’ultima sezione sono riportate alcune personali note conclusive.
AUTOMATICA is one of the most prestigious fairs of the
world in the areas of robotics, automation, mechatronics: the
fourth edition was held in Munich, Germany, on June 7-11,
2 0 1 0 , i n p a r a l l e l w i t h t h e i n t e r n a t i o n a l c o n f e re n c e
ISR/Robotik 2010.
The paper reviews and discusses the solutions and innovations shown in the fair and the main news and results presented in the conference in the area of welding.
The paper is organized in four sections. A short review of the
components presented in the fair followed by a presentation
of the welding robotized systems exposed in the boots of the
main robot manufacturers. In the third section a review of the
results discussed in the technical contributions presented in
the conference ISR/Robotik in the area of welding. In the last
section my personal conclusive remarks.
Keywords:
Arc welding; development; exhibitions; gas shielded arc
welding; GMA welding; process equipment; radiation
welding; resistance welding; robots; sensors.
(°) Memoria presentata al Convegno IIS: “Automazione e robotica in
saldatura: soluzioni e tendenze” - Genova, 30 Settembre 2010.
*
Università di Genova - Genova.
Riv. Ital. Saldatura - n. 5 - Settembre / Ottobre 2010 567
R. Molfino e M. Zoppi - Saldatura robotizzata: le novità presentate in Automatica 2010
1. Componentistica
Sensori
IGM ha presentato iCAM, una telecamera laser molto compatta, Figura 1,
recentemente sviluppata, che offre la
caratteristica di essere completamente
integrabile con il controllo del robot.
In questo modo la programmazione può
essere eseguita attraverso il terminale di
programmazione (tech pendant) IGM
K5 e offline. Opportune funzioni permettono di visualizzare la geometria del
giunto indicando gap e volumi. La telecamera può essere montata su di un asse
che ne permette la rotazione ed essere
integrata come asse aggiuntivo nel controllore del robot [1].
La saldatura laser ha rapidamente guadagnato applicazioni nell’industria automobilistica e quindi necessitano adeguati
metodi di controllo qualità e diagnosi dei
difetti relativi al processo di saldatura
laser. ThermoSensorik GmbH in Erlangen [2] ha sviluppato un sensore termografico che in 100 ms, inviando un’onda
di calore attraverso il componente
saldato, ne rileva un’immagine video
infrarosso della superficie opposta.
Questa immagine fornisce le informazioni richieste sulla qualità della giunzione. Questo tipo di sensore esamina la
conduttività termica del giunto: in effetti
un giunto ben saldato ha una conduttività
termica più alta di un giunto mal saldato.
Nella Figura 2 sono riportate configurazioni di prova dei giunti.
L a st e ssa cas a fornis ce il s is tema
T he rm oSpector ® w e l d c h e i n t e g r a i l
sensore termografico per il controllo non
distruttivo durante il processo di produzione [10]. La stazione ThermoSpector è
fissa, sagomata a C. Un robot preleva il
componente saldato da esaminare e lo
posiziona all’interno della C per acquisirne l’immagine termografica e valutare
la qualità della saldatura. Si nota che
l’esame termografico non richiede operazioni di pulizia o altre preparazioni e
non è influenzato da calore residuo
dovuto al processo di saldatura.
L’industria tedesca Leoni [3] ha presentato un dispositivo di inseguimento
giunto basato su un sensore laser ed un
nuovo modulo software Advintec Seam
Track adatto a processi di saldatura ad
arco e laser da utilizzare a garanzia di
una buona qualità di saldatura anche in
caso di disallineamento e spostamento
del pezzo, (F ig. 3). Il dis pos i t i v o ,
robusto agli schizzi di saldatura, permette il monitoraggio e la correzione
della posizione del giunto in linea.
Strumenti di supporto al processo
La Leoni ha sviluppato uno strumento di
calibrazione tridimensionale che permette la correzione automatica del programma del robot per compensare eventuali scostamenti di posizione
dell’utensile. Lo strumento, denominato
advintec TCP-3D, può essere utilizzato
per applicazioni di saldatura, incollatura
e fresatura ed i tempi di calibrazione
sono inferiori ai 3 s. Analoghe prestazioni sono fornite da Bulls Eye prodotto
da ABB. Leoni propone anche uno strumento di verifica dello stato della torcia
di saldatura. In effetti capita che durante
Figura 1 - Telecamera iCAM, dimensioni (O=30 mm, SO=25 mm, U=80 mm, SD=100 mm), immagini visualizzate e utilizzo (Cortesia IGM).
Figura 2 - Configurazioni di prova di giunti saldati con il sensore termografico (Cortesia ThermoSensorik).
Integration of the Advintec Tool Check
in a robotic cell
Figura 3 - Advintec Seam Track in uso durante
una saldatura MIG/MAG (Cortesia Leoni).
l’uso si verifichino modifiche di configurazione che potrebbero ridurre o
impedire le corrette funzionalità. Tenuto
conto del fatto che il tempo medio di
cambio torcia è di 90 minuti, un rapido
rilevamento dei difetti è estremamente
importante. Advintec Tool Check, permettendo di verificare l’estremità e l’allineamento dell’elettrodo, è molto utile
per evitare difetti e scarti. Nella Figura 4
è riportato lo schema di integrazione
dello strumento in una cella di saldatura.
ABB ha recentemente integrato negli
ultimi modelli di robot per saldatura il
dispositivo Dresspack che convoglia
tutte le alimentazioni: acqua, aria, elettricità, potenza di saldatura, segnali di
controllo, necessarie per il processo
all’interno del braccio del robot [4].
In questo modo usura e strappi di cavi e
tubi sono ridotti anche grazie alla
mancata esposizione agli spruzzi, inoltre
l’ingombro del braccio risulta più definito, senza elementi flessibili appesi, e
più limitato, con maggiore destrezza
nello spazio di lavoro.
BisBraun [5] ha presentato una gamma
di attrezzature per il posizionamento del
pezzo in celle robotizzate di saldatura.
Nella Figura 5 è riportata la fotografia di
una di queste attrezzature.
Molte case specializzate in componentistica per processi di saldatura robotizzata hanno presentato prodotti migliorati
dal punto di vista delle dimensioni,
dell’efficienza e della robustezza.
Un’attrezzatura innovativa è stata sviluppata nell’ambito del progetto FAR
DM29107/FIRB RBIP06WJ4W PNR
SmartFlex, sistemi di produzione intelli-
Figura 4 - Advintec Tool Check e schema di
integrazione in una cella robotizzata
(Cortesia Leoni).
genti, flessibili e riconfigurabili. Si tratta
di un’attrezzatura che, bloccando il
pezzo tramite un sistema distribuito di
attuatori magnetici monolaterali, permette una migliore accessibilità al pezzo
e risulta adattabile a classi di pezzi, pur
garantendo una robustezza di bloccaggio
paragonabile alle attrezzature standard
meccaniche dedicate oggi in uso.
Le sperimentazioni condotte in CRF
(Fig. 6), hanno dato buoni risultati.
Figura 5 - Posizionatore aggiustabile
BisBraun per cella di saldatura (Cortesia
BisBraun).
2. Sistemi robotici
YASKAWA MOTOMAN
Le novità portate in Automatica 2010 dal
più grande costruttore di robot industriali
[6] sono essenzialmente un controllore
di nuova generazione ed un sistema
robotizzato di saldatura “plug & play”.
Il nuovo controllore DX100, a tecnologia brevettata, può controllare fino a 8
robot (72 assi) ed include canali I/O e
protocolli di comunicazione. Sono caratteristiche salienti il basso consumo energetico con un risparmio fino al 25%,
algoritmi di interpolazione studiati per
rendere più continue e raccordate le traiettorie, un sistema per evitare collisioni
e prestazioni dinamiche migliorate
dovute all’uso di una nuova tipologia di
motori.
Il sistema di saldatura MotoWeld-SR350
è proposto come cella integrata di saldatura ad arco di facile installazione,
Figura 6 - Attrezzatura su stazione di saldatura a punti (Cortesia progetto FAR DM29107/FIRB
RBIP06WJ4W PNR SmartFlex).
Figura 7 - Schema di MotoWeld-SR350 di
Motoman.
manutenzione e messa a punto, adatto a
nuovi utilizzatori di saldatura robotica,
che consente di ridurre i tradizionali
tempi del ciclo di saldatura (Fig. 7).
I cavi di alimentazione sono integrati nel
braccio in modo da evitare collisioni con
il pezzo ed eventuali robot contigui.
FANUC
Allo stand FANUC si è potuto osservare
un’ampia gamma di prodotti tra cui la
serie Arc MATE 100 e 120 di robot di
nuova generazione a mobilità completa
dedicata ad applicazioni di saldatura
TIG, MIG, MAG, Laser. Il controllo
adotta caratteristiche cinematiche di
velocità ed accelerazione assi migliorate
rispetto ai modelli precedenti; il polso è
cavo per l’integrazione dei cablaggi di
alimentazione [7]. È prevista una stazione di manutenzione del terminale di
saldatura. La casa offre anche posizionatori di precisione ad 1 e 2 assi il cui moto
può essere coordinato con il moto del
robot.
CLOOS
CLOOS ha presentato i robot di saldatura di nuova generazione QIROX QRH
riprogettati dal punto di vista estetico e
costruttivo, con un settimo asse opzionale, dinamica, efficienza e flessibilità
d’uso migliorate [8]. Le forme sono
arrotondate ergonomiche, la distribuzione delle masse è ottimizzata a garanzia di rigidezza e snellezza, la flessibilità
è basata sulla modularità, la protezione
di motori, cavi e connettori garantisce
un’usura ridotta. Grazie al disegno
modulare ogni membro, da quello di
base al più esterno, presenta interfacce
compatibili ed è possibile realizzare in
tempi brevi configurazioni di robot personalizzate per l’utente. Nella serie
QRH tutti i cavi di alimentazione sono
alloggiati all’interno del corpo del
braccio e protetti contro urti e abrasioni,
a favore di destrezza e sicurezza. Il
settimo asse è un asse di base eccentrico
che estende lo spazio di lavoro del robot.
Nella Figura 8 sono illustrati robot e
alcuni moduli. Il nuovo controllo V5
migliora le prestazioni di accuratezza di
esecuzione delle traiettorie, facilita la
programmazione a più passate, permette
una semplice gestione dei parametri di
saldatura e include funzioni per l’uso di
sensori.
PANASONIC
Panasonic [9] ha sottolineato l’importanza della fusione del processo di saldatura con il supporto robotico che diviene
parte attiva integrata nel processo.
I sistemi di saldatura robotizzata ad arco
TAWERS si basano su questa idea innovativa che Panasonic ha portato sul
mercato per prima e che tuttora le permette di produrre sistemi d’avanguardia.
Figura 8 - QIROX robot, media box, settimo asse (Cortesia CLOOS).
Il suo motto è stato “Tawers beyond
Tawers - Active Tawers”.
Alle caratteristiche di Tawers: di aggiustamento automatico della altezza iniziale d’arco (TSS), basato sui dati rilevati da sensore di tatto; controllo della
lunghezza d’arco lungo la traiettoria
(AVC); di risparmio energetico e delle
risorse di saldatura; del controllo della
forma d’onda di saldatura per stabilizzare il trasferimento del materiale
(M TS ) nella s aldatura a CO 2 , e c c .
Active Tawers aggiunge le seguenti funzioni: alimentazione attiva del filo
(AWP), i controlli della forma d’onda e
dell’alimentazione filo cooperano per
limitare la generazione di spruzzi; insensibilità a variazioni dell’angolo della
torcia per una maggiore stabilità;
migliore comportamento nella saldatura
di lamiere sottili con gap. Nella Figura 9
è riportato lo schema di Active Tawers
mentre nella Figura 10 sono confrontate
le prestazioni dei Tawers standard e
Active.
REIS
REIS propone moduli robot di saldatura
MIG, MAG, TIG, Plasma, a resistenza,
PTA, e laser anche cooperanti per soluzioni di linee e sistemi complessi
(Fig. 11). Il controllore può controllare
fino a 24 assi [10]. Sensori di ricerca, di
inseguimento e riconoscimento del
giunto nonché di monitoraggio assicurano la qualità dell’esecuzione (Fig. 12).
Nella saldatura MIG l’uso di tecniche di
Cold M etal Trans fer garantisc o n o
minime distorsioni del pezzo in acciaio
o alluminio. Per la saldatura a resistenza
sono proposte differenti cinematiche e
layout per ottimizzare il flusso dei materiali e ridurre i tempi ciclo.
24V control unit
(option for )
Wire discharging
unit (option)
Gas regulator
(option)
Robot controller, manipulator
Servo pull feeder
Torch unit
Cable unit
Wire booster
AWP software
Water cooling unit
Wire bender
Active unit
Active TAWERS system
Servo pull feeder
Torch unit
Wire booster
AWP software
Water cooling unit
Wire bender
WG unit
FA junction unit
Figura 9 - Configurazione di Active Tawers (Cortesia Panasonic).
MAG welding (200 A range 100 cm/min)
CO2 welding (200 A range 60 cm/min)
Torch angle and spatter generation (CO2)
TAWERS
Active TAWERS
TAWERS
Active
TAWERS
Wire feed speed 5.6 m/min
AWP has tendency of having slightly shallower penetration
Benefit of Active CO2 welding
Low spatter generation
Stable pan bottom shaped penetration
Lower shielding gas cost
Push angle Push angle
45°
30°
Straight
down
Pull angle
30°
Pull angle
45°
Figura 10 - Confronto di prestazioni tra Tawers e Active Tawers (Cortesia Panasonic).
REIS, oltre a moduli periferici standard
passivi e attivi, ha portato in Automatica
attrezzature complesse di fissaggio pezzi
a dimostrazione delle competenze nella
progettazione di questi ausiliari per processi di saldatura.
COMAU
COMAU Robotics [11] ha presentato
l’ultima generazione del controllo
COMAU, il C5G, che si basa sull’utilizzo di una piattaforma hardware prodotta da B&R, uno tra i leader mondiali
nell’automazione di macchine e di controllo di processo, su cui sono stati integrati i software specifici per la gestione
degli assi robotizzati e dei processi tecnologici sviluppati da COMAU; questo
approccio ha portato a disporre di maggiore capacità di calcolo (grazie al processore DualCore) e ad un’ingegnerizzazione spinta del controllo in termini di
lay-out e modularità dei componenti,
con benefici anche in termini di affidabilità e consumi energetici, oltre che ad
una drastica riduzione delle dimensioni
generali. In parallelo è stata rivista l’intera gamma dei bracci robot, migliorando ulteriormente l’integrazione degli
allestimenti
all’interno della
struttura del robot
st e sso, aumentando il numero
di modelli dotati
della soluzione a
“ pol so cavo” e
puntando sul ridimensionamento
ed alleggerimento
non solo del robot
stesso ma anche
dei tools integrati.
Questo approccio
è stato applicato
a i nuovi robot
di saldatura che,
grazie a queste
soluzioni,
possono es s ere
facilmente inseriti
in linee flessibili
ad alta densità di robot, con stazioni che
possono arrivare a 18 robot che “aggrediscono” in contemporanea la scocca del
Figura 11 - Due robot coordinati in una linea
di saldatura REIS.
These photos show seam search in 3 directions and shifting of seam initial point and seam tracking
Contact search in 3 directions
Seam shifting
Seam tracking
Figura 12 - Sensori di saldatura e loro uso nella ricerca ed inseguimento del giunto (Cortesia REIS).
veicolo. In particolare: i robot SMART
NJ4 per spot-welding con allestimento e
pinza di saldatura integrati nel braccio
ed i robot SMART ARC4 per saldatura
ad arco (Fig. 13).
KUKA
Nel grande stand della KUKA [12] a
Monaco, sono state presentate novità
che riguardavano non tanto la saldatura
direttamente quanto indirettamente
attraverso nuovi prodotti quali: il nuovo
controllo KR C4 aperto, con funzionalità
integrate e funzioni software intelligenti;
il nuovo teach pendant e il nuovo
ambiente di programmazione KUKA
WorkVisual per la progettazione delle
celle e la pianificazione delle attività
manifatturiere.
L’ultimo robot di saldatura nato in
casa KUKA è il KR5 ARC presentato
nella Figura 14. Questo nuovo modello
offre una serie di caratteristiche particolari per la protezione dei tubi di saldatura.
Ad esempio, l’apertura di 50 mm nel
braccio e nel polso consente la posa protetta del fascio di tubi di saldatura nel
braccio. In questo modo il fascio di tubi
non solo viene protetto da effetti meccanici, ma impedisce anche il movimento
di frusta indesiderato durante il cambio
di posizione del robot. Sono possibili dei
fasci di tubi di torsione ed anche dei
fasci di tubi di saldatura rotanti in modo
infinito.
W
NE C
ARDING
L
WE
Figura 13 - Robot SMART ARC4 e SMART NJ4 (Cortesia COMAU).
ABB
ABB [4] ha recentemente sviluppato il
sistema di inseguimento del giunto
WeldGuide ® III. Il sistema, tramite un
dispositivo di misura adattativo attraverso l’arco, identifica variazioni del
giunto e dinamicamente corregge in
tempo reale la traiettoria della torcia.
Il controllore di ultima generazione è
stato appositamente progettato da ABB
con l’obiettivo di ridurre il costo e di
facilitare l’uso. Il sistema è indicato per
saldature pesanti dove si adottano
ampiezze d’onda di 1-2 mm per riempire
il gap o sono richieste passate multiple e
in caso di incertezza sulla posizione del
giunto o di scostamento delle parti
durante la saldatura. Nella Figura 15 un
robot ABB che salda.
3. Rassegna articoli
ISR/ROBOTIK 2010
Ricercatori dell’Università di Scienze
Applicate di Aschaffenburg [13] hanno
illustrato una strategia di controllo del
moto denominata FineMove che cerca di
migliorare le prestazioni dinamiche di
un robot seriale per non penalizzare le
alte velocità di lavorazione permesse
dalle potenti sorgenti laser oggi disponi-
Figura 14 - Robot KR 5 ARC HW (Cortesia
KUKA).
bili. Il lavoro è stato sviluppato nell’ambito di un progetto di ricerca LARISSA
con partner industriali Reis e Raylase.
L’idea di base è quella di distinguere tra
gruppi di giunti del robot a bassa (giunti
di base) ed alta dinamica (giunti del
polso). FineMove è stato provato con
con un robot a mobilità completa e un
robot ridondante con tre assi aggiuntivi
di un’unità di scanner e focalizzazione
l a s e r mo n ta ta s ul pol so de l robot
(Fig. 16).
Ricercatori dell’Università brasiliana
UFMG hanno progettato e sviluppato tre
differenti robot per operazioni di saldatura di metanodotti [14]. La costruzione
di oleodotti e metanodotti richiede l’assemblaggio di tubazioni metalliche con
operazioni di saldatura che devono
essere fatte sul campo, nel luogo dove
verranno interrate, e si può trattare di
terreni aperti, foreste o paludi. Una conduttura in genere è lunga chilometri,
tipicamente saldata ogni 6 o 12 metri per
un totale di migliaia di giunti saldati.
Ogni saldatura deve essere esaminata
con ultrasuoni. Robot industriali in commercio non sono adatti a questa applicazione per cui i ricercatori dell UFMG
hanno sviluppato un sistema robotico ad
hoc, adattabile a differenti condutture. Si
tratta di 3 robot: uno orbitale di saldatura, uno per il controllo ad ultrasuoni ed
uno per la giunzione di valvole di intercettazione a caldo. Il robot orbitale salda
il tubo percorrendo la circonferenza
esterna, è dotato di un sistema di visione
con luce strutturata capace di elaborare
l’immagine
e
determinare il
centro del giunto
c on precis ione,
inoltre è in grado di
ricostruire il giunto
saldato in 3D
per la verifica di
difetti di saldatura
(Fig. 17).
La verifica ad
ultrasuoni è eseguita con un robot
c he us a la s tes s a
infrastruttura del
Figura 15 - ABB robot using WeldGuide®.
robot di saldatura
ma che opera a raffreddamento avvenuto; esso visualizza
Nella saldatura laser questa richiesta di
le immagini su uno schermo di interfacaccuratezza è fondamentale soprattutto
cia con l’operatore che può anche utiliznel caso di cordone d’angolo. Il risultato
zare un joystick per esplorare ulteriorpiù saliente è che, in questo caso, il pegmente una zona critica di interesse.
giore, il posizionamento assoluto del
Il problema della saldatura delle valvole
sistema deve essere migliorato a non più
di intercettazione flusso è complesso per
di 100 um per cui viene consigliato l’uso
la geometria tridimensionale del giunto
di robot cartesiani a portale.
ed è risolto con un robot ad architettura
La Motoman ha presentato in una sescilindrica; nella Figura 18 è riportato lo
sione industriale le principali caratterischema del giunto e l’architettura propostiche dei due nuovi robot a 7 assi:
sta per il robot.
VA1400 per saldatura ad arco e VS50
In Germania il Ministero dell’istruzione
per saldatura a punti [16]. Questi robot
e ricerca BMBF ha finanziato il progetto
(Fig. 19), hanno una struttura snella studi ricerca RoFaLas sull’accuratezza di
diata sia per migliorare le prestazioni
robot per saldatura laser remota [15].
dinamiche, sia per permettere la realizQuesto tipo di saldatura è sempre più
zazione di layout densi di robot. La cineusata nell’industria
automobilistica
pe rc hé mos tra un
Wrist of the laser robot
grande potenziale
per l’aumento di produttività. I risultati
sono stati illustrati
da ricercatori dell’Università tecnica
di Mon aco. N ella
Laser beam
saldatura
laser
deflection unit
remota la distanza di
lavoro può raggiungere i 2000 mm, il
che richiede un
Working field of
the deflection unit
movimento accurato
dei dispositivi di
manipolazione del
raggio laser dato che
anche piccoli spostaFocal spot
menti dell’ottica
da nno luogo a
importanti disalliFigura 16 - Sistema di riferimento per il
robot ridondante (Cortesia progetto
neamenti del raggio
LARISSA).
l a se r s ul pezzo.
Lateral
inclination
Attack angle
Vertical movement
Axial movement
Orbital
movement
Figura 17 - Robot orbitale per saldatura circonferenziale: schema e prove in laboratorio (Cortesia UFMG).
matica a 7 assi permette di orientare
l’estremità di lavoro nel modo più
consono all’esecuzione di saldature di
alta qualità, evitando possibili ostacoli
dovuti alle attrezzature e ad altre risorse
della linea.
L’articolo presenta brevemente anche il
simulatore MotSimEG-VRC che è utilizzato per la definizione delle configurazioni di linee e celle di saldatura e che
visualizza in modo realistico tutto il
sistema.
4. Considerazioni conclusive
Figura 18 - Architettura del robot per saldatura di giunti di intersezione (Cortesia UFMG).
Personalmente, a seguito della rassegna
fatta in termini di visite e colloqui con il
personale tecnico presente negli stand,
noto che in questi ultimi anni la robotica
di saldatura si è assestata e, alla stregua
di una tecnologia matura, è soggetta a
miglioramenti continui a passi moderati
ma non ad innovazioni di forte impatto
sul mercato. Anche nel settore della sensoristica [17] il cammino verso soluzioni
industriali innovative, affidabili e
robuste è lento e scarsa ne è stata l’evidenza in fiera.
Un altro aspetto che vale la pena sottolineare è l’incentivazione all’innovazione
e trasferimento tecnologico nel campo
della robotica di saldatura promossa dal
Ministero della ricerca tedesco che chiaramente considera strategico il miglioramento dei processi di automazione nel
settore autoveicolistico e dei trasporti.
I risultati di questo tipo di incentivazione che sprona alla collaborazione
accademia e industria sono stati molto
chiaramente visibili e palpabili durante
le visite agli stand ed i colloqui con gli
addetti tecnici delle varie aziende.
Figura 19 - I robot Motoman VA1400 e VS50 7.
Riferimenti bibliografici ed internet
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R. Molfino: «Computer Science in Welding Fabrication», European Welding Forum EWF, EUROJOIN 7, Venezia Lido, 21-22
May 2009, pp. 1-15, Invited talk, Rivista Italiana della Saldatura n. 4, Luglio/Agosto 2009, pp. 469-479.
Rezia MOLFINO, Professore di Meccanica dei robot, Robotica e Automazione, Flexible automation, Robot programming
methods, Mechanical design methods in robotics, Industrial and Service Robotics and MEMS design all’Università di Genova.
Tutore di numerose tesi in Ingegneria Meccanica, robotics engineering ed EMARO (European Master in Advanced Robotics)
nonché supervisore di tesi di dottorato. È coordinatore di IMRob Master Internazionale di Robotica e promotore del progetto
EMARO in Italia. Presidente della SIRI (Associazione Italiana di Robotica e Automazione) e Coordinatore italiano in IFR
(International Federation of Robotics). È autore e coautore di circa 270 articoli presentati a riviste e convegni internazionali e
nazionali su temi di robotica ed automazione intelligente ed è editore di “Parallel Kinematic Machines” e “Intelligent
Manipulation and Grasping”. È stata invitata a tenere relazioni come key speaker in differenti occasioni. È nominata come
revisore di articoli da parte di importanti riviste internazionali e come revisore di progetti di ricerca da parte della Commissione
Europea, del MIUR e di ministeri della ricerca di diversi Paesi (Spagna, Slovacchia, Svezia..). È coordinatore e partner di
progetti di ricerca nazionali ed internazionali. Principali argomenti di ricerca: dinamica e controllo del moto di sistemi
meccatronici; progettazione di robot orientata all’applicazione, modellazione e simulazione cinematica e dinamica,
manipolazione intelligente, robotica estrema, robotica chirurgica, robotica per la sicurezza, micro robotica. È detentore di una
ventina di brevetti su dispositivi e sistemi robotici.
Matteo ZOPPI, PhD, ASME member, è ricercatore al DIMEC-PMARlab della Università di Genova. È attivo nelle aree della
sintesi e progettazione creativa orientata al compito e al ciclo di vita di meccanismi e sistemi robotici. Partecipa e ha partecipato
a numerosi progetti europei e industriali con nuove tecnologie negli ambiti della robotica e della automazione sviluppate e
brevettate.
Corso di Qualificazione ad International Welding
Technologist (IWT) ed International Welding Engineer (IWE)
Genova 2011
L’ISTITUTO ITALIANO DELLA SALDATURA terrà presso la propria Sede di Genova, nel 2011, il
tradizionale Corso di Qualificazione per International Welding Engineer / Technologist,
con struttura modulare, condensando le lezioni nell’arco di una settimana al mese.
La formula ha riscosso nel tempo il gradimento del pubblico, poiché consente di limitare l’impegno
mensile garantendo, al tempo stesso, condizioni ideali all’apprendimento.
Il materiale didattico fornito durante il corso comprende, oltre alle dispense a colori e al CD
Rom UNI-SALDATURE contenente oltre 300 norme europee relative alla saldatura (aggiornate
al 2011), il nuovo calibro di saldatura di tipo “Weld Gauge” realizzato appositamente da
IIS e conforme alla norma EN 970.
Requisiti di ingresso
Per chi desideri accedere alla qualificazione ad:
- International / European Welding Technologist, è previsto il possesso di un diploma di
scuola superiore ad indirizzo tecnico (o equivalente), della durata di 5 anni;
- International / European Welding Engineer, laurea o diploma universitario in Ingegneria; in
alternativa laurea in altre facoltà scientifiche, abbinata ad una comprovata esperienza di saldatura.
Sono ammessi alle lezioni, in qualità di uditori, anche persone non in possesso dei titoli suddetti.
Calendario delle lezioni e sede di svolgimento
Il Corso prevede quattro materie di tipo teorico (svolte nelle Parti 1 e 3) ed una fase dedicata
all’addestramento pratico (Parte 2). Le lezioni saranno svolte a tempo pieno secondo il seguente
calendario:
- Parte 1:
17÷21/01/2011
14÷18/02/2011
14÷18/03/2011
- Parte 2:
18÷22/04/2011
- Parte 3:
• Modulo Avanzato “Tecnologia della Saldatura”
23÷27/05/2011
• Modulo Avanzato “Metallurgia e Saldabilità”
13÷17/06/2011
• Modulo Avanzato “Progettazione e calcolo”
19÷23/09/2011
• Modulo Avanzato “Fabbricazione, aspetti applicativi”
17÷21/10/2011
14÷18/11/2011
I Moduli integrativi per i soli Welding Engineer saranno tenuti infine nelle date:
• Metallurgia,Tecnologia della saldatura
11÷15/07/2011
• Progettazione e calcolo, Fabbricazione
12÷16/12/2011
Le lezioni del 26 e 27 Maggio saranno tenute in concomitanza con le Giornate Nazionali di
Saldatura 6, cui i partecipanti al corso avranno libero accesso.
Orario delle lezioni
Per offrire un’alternativa alla tradizionale articolazione delle lezioni a coloro che preferiscano concentrare l’impegno in settimane non consecutive, a tempo pieno, il Corso sarà svolto con orario
9:00 ÷ 18:00, ad eccezione delle giornate di Lunedì (orario 14:00 ÷ 18:00) e di Venerdì (orario
9:00 ÷ 13:00), per consentire agli allievi di raggiungere la sede del Corso senza spostamenti festivi.
Informazioni
Per ulteriori informazioni è possibile rivolgersi all’Istituto Italiano della Saldatura (Lungobisagno
Istria 15, 16141 Genova, Web: www.formazionesaldatura.it), Divisione Formazione, al numero
010 8341371 (fax 010 8367780), oppure all’indirizzo di posta elettronica [email protected].
Iscrizioni
Le iscrizioni dovranno pervenire entro Lunedì 11 Gennaio 2011. Dato il limitato numero di posti,
costituirà criterio preferenziale la data di iscrizione.
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Saldatura.
Effetti metallurgici dei trattamenti termici
negli acciai inossidabili al solo cromo,
al cromo-nichel ed indurenti per
precipitazione
(°)
M. De Marco *
M. Mandina *
M. Murgia *
Sommario / Summary
Il presente articolo ho lo scopo di analizzare le principali
tipologie di trattamento termico applicabili agli acciai inossidabili austenitici, austeno - ferritici, martensitici, ferritici ed
indurenti per precipitazione, approfondendone gli effetti
metallurgici nei confronti della microstruttura e, di conseguenza, delle principali proprietà, con particolare riferimento
alla resistenza alla corrosione.
This article aims at analyzing the main heat treatments applicable to austenitic, duplex, martensitic, ferritic and precipitation hardening stainless steels, deepening metallurgical
effects towards microstructure and, therefore, its related
properties, in particular towards corrosion resistance.
Keywords:
Austenitic stainless steels; corrosion; duplex stainless steels;
ferritic stainless steels; heat treatment; influencing factors;
intergranular corrosion; martensitic stainless steels;
mechanical properties; microstructure; ph stainless steels;
physical properties; stainless steels; welded joints.
(°) Memoria presentata al Convegno IIS: “I trattamenti termici di
componenti e strutture saldate” - Genova, 30 Settembre 2009.
*
Istituto Italiano della Saldatura - Genova.
M. De Marco et al. - Effetti metallurgici dei trattamenti termici negli acciai inossidabili al solo cromo, ecc.
All’interno delle singole categorie
possono talvolta essere effettuate ulteriori distinzioni: ad esempio, tra gli
acciai inossidabili austenitici possono
essere individuati:
1. Gli acciai inossidabili
Molte sono le classificazioni utilizzate
nell’ambito degli acciai inossidabili: ai
fini della presente relazione, la più
pratica è certamente quella basata sulla
loro struttura metallurgica; al riguardo,
possono essere distinte le seguenti categorie fondamentali:
• acciai inossidabili austenitici;
• acciai inossidabili ferritici;
• acciai inossidabili austeno - ferritici
(duplex);
• acciai indurenti per precipitazione
(PH, precipitation hardening).
• gli inossidabili austenitici convenzionali (quali i gradi 304, 308, 309, 310,
316);
• gli inossidabili austenitici stabilizzati
(quali i gradi 321, 347, 348);
• gli inossidabili austenitici a basso
carbonio (serie L, quali i gradi 304L,
316L, 317L);
• gli inossidabili austenitici ad alto
azoto (serie N, quali i gradi 304N,
316N);
• gli inossidabili austenitici superaustenitici (quali i gradi 317LM, 317LX,
904L, Carpenter 20 Cb-3, Sanicro 28,
254SMO, 654SMO).
Nelle Figure 1, 2, 3, 4 e 5 sono riportate
le analisi chimiche caratteristiche di
alcuni dei principali gradi.
2. Il trattamento termico
degli acciai inossidabili:
considerazioni introduttive
Facendo una sintesi profonda, è possibile affermare che i trattamenti termici
degli acciai inossidabili possono avere
una duplice finalità: da una parte, modificarne lo stato fisico, con particolare
riferimento alle proprietà meccaniche e
fisiche (tipicamente ripristinarne le ottimali caratteristiche di resistenza alla corrosione), d’altra parte, ridurre il livello
delle tensioni residue indotte dai processi di fabbricazione, tipicamente la
saldatura.
In alcuni casi, lo stesso trattamento
termico consente di ottenere un soddisfacente compromesso tra le suddette
finalità.
Tuttavia, data la complessità microstrutturale e la varietà nell’analisi chimica di
numerosi gradi, il trattamento termico
degli acciai inossidabili può dare origine
Figura 1 - Analisi chimica di alcuni dei principali acciai inossidabili ferritici (fonte: ASM Metals Handbook, Ninth Edition, Volume 3).
Figura 2 - Analisi chimica di alcuni dei principali acciai inossidabili austenitici (fonte: ASM Metals Handbook, Ninth Edition, Volume 3).
Lean DSS
Super DSS
25Cr DSS
22Cr
Figura 3 - Analisi chimica di alcuni dei principali acciai inossidabili martensitici (fonte: ASM Metals Handbook, Ninth Edition, Volume 3).
Grade
EN
ASTM
Cr
Ni
Mo
Cu
2205
1.4462
S31803
22.5
5
3.2
-
AL 2003
-
S32003
21
3.6
S32900
26
5
S31200
25
S32950
25
S32550
S32550
44LN
1.4460
Carpenter 7Mo
Ferralium 255
-
Uranus 47N
W
N
PRE
0.17
36
1.7
0.17
29
1.5
0.04
32
5
2
0.15
34
5
2
0.15
34
26
5.5
3
0.17
39
25
6.5
3
0.18
38
1.7
Sumitomo DP3
-
S31260
25
6.5
3
0.3
0.3
0.16
38
Zeron 100
1.4501
S32760
25
7
3.5
0.5
0.6
0.25
42
SAF 2507
1.4410
S32750
25
7
4
0.27
43
UR52N+
1.4507
S32520
25
6
3.5
0.25
41
0.25
42
0.35
42
0.35
40
0.4
49
DP3W
-
S39274
25
7
3
SAF 2906
1.4477
S32906
29
7
2.2
1.5
2
DP28W
-
S32808
27.5
7.7
1
SAF 2707
-
S32707
27
6.5
4.8
2
2304
1.4362
S32304
23
4
0.3
-
0.1
26
19D
-
S32100
20
1.6
0.3
0.3
0.13
23
LDX 2101
1.4162
S32101
21.5
1.5
0.3
0.3
0.22
26
UR2202
1.4062
S32202
22
2
0.3
0.3
0.2
26
Figura 4 - Analisi chimica di alcuni dei principali acciai inossidabili austeno - ferritici.
a diversi effetti di carattere metallurgico:
infatti, la permanenza in determinati
intervalli di temperatura (caratteristici
delle singole tipologie di acciaio e riferiti ad un determinato fenomeno metallurgico) può indurre, su tali materiali,
significative modificazioni a livello
microstrutturale, tali da comprometterne
l’affidabilità e le prestazioni previste
durante l’esercizio.
In generale, durante la permanenza ad
alta temperatura, le modificazioni
microstrutturali variano in funzione
della composizione chimica dell’acciaio, della temperatura di picco raggiunta, del tempo di stasi e delle modalità di raffreddamento.
3. Effetti di carattere
metallurgico dei trattamenti
termici
Le principali variazioni microstrutturali
cui sono potenzialmente suscettibili gli
acciai inossidabili, nei termini specificati nel precedente paragrafo, sono:
• precipitazione di carburi di cromo
Figura 5 - Analisi chimica di alcuni dei principali acciai inossidabili indurenti per precipitazione (fonte: ASM Metals Handbook, Ninth Edition,
Volume 3).
tipo M23C6, preferenzialmente in corrispondenza dei bordi grano, che conferisce a tali regioni maggiore sensibilità alla corrosione (sensibilizzazione);
• precipitazione di fasi fragili (ad
esempio, fase sigma), con diminuzione di essenziali proprietà meccaniche quali tenacità e duttilità.
determinando un fenomeno corrosivo di
tipo intergranulare. Dal punto di vista
metallurgico, va ricordato che la solubilità del carbonio nell’austenite, a temperatura ambiente, è pari a circa 0.006%;
poiché il cromo ha una forte affinità con
il carbonio (è detto carburigeno) presenta un’elevata tendenza alla formazione di carburi, fenomeno fortemente
correlato però con la temperatura, dalla
quale dipendono i coefficienti di diffusione.
A temperatura ambiente, la microstruttura si trova in una condizione di equili-
Temperature, T
3.1 Precipitazione di carburi
intergranulari (sensibilizzazione)
Se un acciaio inossidabile austenitico
viene portato per un tempo sufficiente, o
raffreddato lentamente, nell’intervallo
compreso tra 450 e 850 °C si manifesta
la precipitazione preferenziale di carburi
ricchi in cromo (tipo M 23 C 6 ) in corrispondenza dei bordi grano, con conseguente brusca diminuzione (deplezione)
di cromo in prossimità del bordo grano
stesso (Fig. 6).
Tale fenomeno è definito sensibilizzazione. In un acciaio inossidabile sensibilizzato, esposto ad un ambiente anche
moderatamente corrosivo, le regioni
povere di cromo (i bordi grano, appunto)
si dissolvono in maniera preferenziale,
Figura 6 - Sensibilizzazione di un acciaio
inossidabile austenitico.
Figura 7 - Sensibilizzazione negli acciai
inossidabili austenitici convenzionali:
(a) curva di stabilità dei carburi di cromo,
(b) cicli termici di saldatura, (c) curva di
precipitazione e (d) microstruttura.
PRECIPITATION TEMPERATURE, °F
TIME, s
Figura 8 - Effetto del tenore di carbonio nella sensibilizzazione di acciai inossidabili austenitici.
tazioni di carburi. Tuttavia, i fenomeni
di sensibilizzazione possono essere
indotti anche da un raffreddamento continuo attraverso l’intervallo di sensibilizzazione: si tratta di una condizione possibile, ad esempio, nel raffreddamento
dalle temperature di ricottura in fase di
trattamento termico di fornitura e in corrispondenza della ZTA delle saldature.
In tali situazioni, non deve più essere
presa a riferimento la curva TTS, ma
devono essere considerate le curve di
sensibilizzazione in raffreddamento continuo (“Continuos Cooling Sensitization
- CCS”), che tengono conto dei diversi
periodi di mantenimento nell’intervallo critico
nel corso del raffreddamento.
Dalle suddette
curve è possibile,
tra l’altro, osserv a r e l ’ e ff e t t o
positivo del basso
contenuto di carbonio (Fig. 8) e
della presenza di
azoto (che riduce
il coefficiente di
di ffusi one del
cromo);
per
contro, si evidenzia un effetto sfavorevole di un
eventuale stato di
incrudimento del
materiale che aumenta in modo apprezzabile la tendenza alla sensibilizzazione.
Il controllo del tenore di carbonio, tipicamente al di sotto dello 0.03%, consente di ridurre i fenomeni di sensibilizzazione in maniera apprezzabile, almeno
per i tempi di mantenimento nell’intervallo critico tipicamente connessi con la
saldatura, eventuali lavorazioni a caldo
e/o trattamenti termici (Fig. 8). Purtroppo però, per tempi di esposizione
particolarmente prolungati (tipici per
componenti in servizio ad elevata temperatura), la sola limitazione del contenuto di carbonio non è sufficiente ad
Temperature, °C
brio instabile, in cui la bassa diffusività
degli elementi in soluzione impedisce
loro di dar luogo a significativi effetti di
precipitazione; tuttavia, una volta raggiunta la temperatura critica di sensibilizzazione (ad esempio, in saldatura e/o
trattamento termico), il fenomeno di precipitazione dei carburi viene attivato.
Le velocità di raffreddamento tipiche
delle principali fasi di fabbricazione di
componenti in acciai inossidabili (saldatura, lavorazioni a caldo) sono tali da far
precipitare, per effetto di un attraversamento dell’intervallo critico di temperatura non sufficientemente veloce, i suddetti carburi di cromo (Fig. 7), rendendo
il materiale potenzialmente sensibile a
fenomeni di corrosione e/o tenso-corrosione integranulare in quella porzione
della ZTA caratterizzata dal raggiungimento di temperature critiche.
Per ripristinare le proprietà originarie, si
può dunque rendere necessario un trattamento detto di solubilizzazione (ricottura di solubilizzazione, “solution annelaling”), a temperature variabili in
funzione del grado dell’acciaio e, in ogni
caso, con velocità di raffreddamento tali
da mantenere in soluzione gli elementi
carburigeni (Cr, C), prevenendo ulteriori
effetti di precipitazione.
La precipitazione di carburi è un fenomeno fortemente correlato con la temperatura: a basse temperature, è limitato
dalla ridotta diffusività del carbonio,
mentre a temperature al di sopra delle
temperature limite di precipitazione,
dalla più o meno completa solubilizzazione dei carburi stessi.
L’entità della sensibilizzazione ed il
relativo intervallo critico di temperatura
del materiale dipendono da diversi
fattori, tra cui vanno ricordati:
• la composizione chimica (C, N, Mo,
Ti, Ta, Nb ed altri);
• la dimensione media del grano;
• l'eventuale stato di incrudimento;
• la velocità di riscaldamento e raffreddamento;
• le modalità di trattamento.
La sensibilizzazione indotta da trattamenti termici isotermi è normalmente
descritta dai diagrammi “Tempo - Temperatura - Sensibilizzazione” o TTS: essi
descrivono il tempo richiesto per la sensibilizzazione isoterma a diverse temperature e possono fornire indicazioni
circa le condizioni di ricottura e/o
distensione che non comportino precipi-
PRECIPITATION TEMPERATURE, °C
Carbon content, wt%
Figura 9 - Curve di stabilità di differenti
carburi per acciai inossidabili austenitici.
Temperature, T
Figura 10 - Sensibilizzazione nell’acciaio
inossidabile austenitico grado 321: (a) curva
di stabilità dei carburi di titanio, (b) cicli
termici di saldatura, (c) curva di
precipitazione e (d) microstruttura.
evitare fenomeni di sensibilizzazione.
Gli acciai inossidabili austenitici denominati stabilizzati (ad esempio, i gradi
321 o 347), caratterizzati dalla presenza
di elementi formatori di carburi stabili
(Ti, Nb e Ta) ad alta temperatura, sono
caratterizzati da una minore tendenza
alla sensibilizzazione rispetto agli austenitici convenzionali: tali carburi stabili
di titanio e di niobio inibiscono infatti la
precipitazione di carburi di cromo e permettono l’impiego anche a temperature
d’esercizio nel range critico di sensibilizzazione.
I carburi stabili di Ti e Nb precipitano
in un intervallo compreso tra 900 e
Figura 11 - Il fenomeno denominato knifeline
attack (acciaio grado 321).
11 5 0 ° C c i r c a
(Fig. 9): pertanto,
per as s icurare
mas s ima res istenza alla corrosione intergranulare, tali materiali
devono es s ere
forniti allo stato
stabilizzato, che
viene ottenuto
mediante un trattamento termico
nel suddetto intervallo di temperatura.
Tut t a v i a ,
gli
acciai inossidabili
stabilizzati sono a
loro volta potenzialmente sensibili ad un fenomeno definito
come corrosione
a lama di coltello, localizzato in una
ristretta fascia della ZTA di saldatura,
adiacente alla linea di fusione.
In tale regione, il superamento in saldatura di temperature superiori a 1300 °C
(Fig. 10) favorisce la dissoluzione dei
carburi di Ti e di Nb (che non riprecipitano, se non in modo parziale, nel corso
d e l r a ff r e d d a m e n t o d e l g i u n t o ) e
possono rendere disponibile il carbonio
per la formazione di carburi di Cr (sensibilizzazione), qualora la saldatura
dovesse essere esercita e/o trattata nel
range critico di temperatura (Fig. 11).
Pertanto, su componenti saldati in
acciaio inossidabile stabilizzato, eserciti
in condizioni di elevata temperatura
(tipicamente: maggiore di 430 °C) ed in
ambienti tali da indurre corrosione/
tenso-corrosione intergranulare (come
acido nitrico a caldo, acidi politionici), è
bene prevedere un PWHT di stabilizzazione allo scopo di garantirne la
massima affidabilità in servizio.
3.2 Precipitazione di fasi fragili
Negli acciai inossidabili austenitici a
temperature comprese tra 480 e 900 °C
si possono potenzialmente verificare
precipitazioni di fasi fragili. Tali fenomeni sono fortemente legati alla composizione chimica dell’acciaio, con particolare riferimento al tenore di cromo e di
molibdeno (che comporta un innalzamento del range di precipitazione fino a
circa 950 °C).
La principale tra le suddette fasi è rappresentata dalla fase sigma (Fig. 12), che
si forma preferenzialmente a partire
dalla ferrite delta (essa si può formare
anche a partire dall’austenite, ma generalmente per tempi di esposizione più
lunghi ed a temperature maggiori).
Nella zona fusa, la quantità di fase sigma
che precipita nel corso di un’esposizione
ad alta temperatura dipende dalla composizione chimica della stessa (Cr, Mo e
Si favoriscono la precipitazione, mentre
N, Ni, e C la ritardano), dal contenuto di
ferrite delta (più ricca di elementi che
favoriscono la precipitazione) e dal relativo diagramma di precipitazione.
Elevati contenuti di ferrite tendono ad
aumentare la velocità di trasformazione
e ad abbassare le temperature di precipitazione.
Figura 12 - Precipitazione di fase sigma,
acciaio grado 316, 500X.
Temperature, °F
Temperature, °C
Figura 13 - Diagramma di precipitazione della fase sigma (acciaio inossidabile austenitico).
Nella Figura 13 è raffigurata una tipica
curva di precipitazione della fase sigma
in un acciaio inossidabile austenitico.
La presenza di fase sigma è da considerarsi critica alla luce delle caratteristiche
meccaniche del materiale, del quale
risultano ridotte, in particolare, duttilità
e tenacità.
Modeste quantità di detta fase fragile
(< 5% in volume) possono considerarsi
poco pericolose (Fig. 14 A), in quanto la
fase sigma presente tende a distribuirsi
in maniera discontinua nella matrice. Per
percentuali superiori, la fase sigma tende
invece a disporsi in forma di bande continue (Fig. 14 B) e può significativamente infragilire la struttura austenitica.
Per questo motivo, per componenti
saldati realizzati in acciaio inossidabile
austenitico che devono essere sottoposti
a trattamento termico e/o esposti a temperature maggiori di 450 °C, si prescrive
spesso un limite di ferrite delta corrispondente a FN 8 ÷ FN 12 per la zona
fusa dei giunti, compatibilmente con la
tendenza alla criccabilità a caldo in fase
di saldatura.
In termini pratici, dato che la fase sigma
non è ferromagnetica, va osservato che
una progressiva (seppure lenta) diminuzione del FN può nascondere una corrispondente trasformazione di ferrite delta
in fase sigma: la misura del FN può
dunque assumere una valenza ulteriore
ed acquisire quasi il ruolo di prova non
distruttiva utile a fornire informazioni
relative ad eventuali effetti di infragilimento.
La durezza e la resistenza meccanica
non sono significativamente influenzate
dalla presenza di fase sigma, ma, oltre
alla diminuzione della tenacità (soprattutto a freddo), tale fase fragile può
avere deleteri effetti sulla resistenza a
creep del materiale, diminuendone la
vita utile.
La diminuita tenacità, nonché resistenza
a creep, del materiale soggetto a precipitazione di fase sigma può essere ripristinata con un trattamento termico di ricottura a circa 1050 °C anche con tempi
ridotti di mantenimento a tale temperatura, sebbene per ottenere una completa
trasformazione della fase sigma in austenite si dovrebbe trattare il materiale ad
una temperatura di ricottura di circa
1250 °C, sconsigliabile per varie motivazioni (tra cui l’ossidazione, la crescita
eccessiva del grano austenitico e la possibile nucleazione di ferrite delta ad essa
connesse).
Nel corso degli anni sono stati anche
definiti alcuni indicatori di tipo numerico [1] che forniscono indicazioni sul
rischio di precipitazione di fase sigma,
per un acciaio in relazione alla sua
analisi chimica: in particolare, il Ratio
F actor (R F ) e l ’ E l e c t r o n Va c a n c y
Number (Nv).
Il Ratio Factor è espresso dalla relazione:
RF = (%Cr - 16 * %C) / (%Ni)
Indicativamente, se il valore calcolato
supera 1.7 sussistono rischi di precipitazione di fase sigma. Per considerare l’ef-
Figure 14 A (a sinistra) e 14 B (a destra) - Precipitazione di fase sigma (acciaio grado 308H) in forma dispersa (a sinistra, materiale base) ed a
bande (a destra, zona fusa).
(1)
Nv = 0.66Ni + 1.71Co + 2.66Fe + 4.66(Cr+Mo+W) + 5.66V + 6.66Zr + 10.66Nb (2)
zione (in cui, invece, la solubilizzazione
va intesa come propedeutica al successivo indurimento per precipitazione ottenuto mediante invecchiamento artificiale).
3.4 Effetto dei trattamenti termici sugli
acciai inossidabili austenitici
È noto che la resistenza meccanica degli
acciai inossidabili austenitici convenzionali non può essere incrementata
mediante trattamenti termici, ma solo
con una lavorazione a freddo che comporta un incrudimento dell’acciaio.
Dopo saldatura e/o dopo eventuali lavorazioni ad alta temperatura, dovrebbe
essere eseguito un trattamento di ricottura al fine di ripristinare le ottimali
caratteristiche di resistenza alla corrosione e duttilità. Durante tale ricottura
(di solubilizzazione), carburi di cromo,
che penalizzano la resistenza alla corrosione intergranulare promuovendo la
sensibilizzazione, vengono disciolti. Le
temperature di ricottura, variabili in funzione della composizione chimica del
materiale, variano in funzione del grado
da 1050 a quasi 1200 °C e sono sistematicamente ed abbondantemente al di
sopra del range di precipitazione dei
carburi tipo Cr23C6.
In considerazione del fatto che tutti i
carburi dovrebbero essere in soluzione
Temperature, °C
3.3. Trattamenti termici caratteristici
degli acciai inossidabili
Sulla base delle indicazioni emerse nei
paragrafi precedenti è possibile circoscrivere i trattamenti termici caratteristici degli acciai inossidabili ad un
ristretto ambito, in cui si trovano le già
citate ricotture di solubilizzazione (per
acciai inossidabili convenzionali) o di
stabilizzazione (per gli inossidabili stabilizzati), oltre ai trattamenti tipici degli
inossidabili martensitici (assimilabili al
ben noto rinvenimento, con particolare
riferimento alla fabbricazione mediante
saldatura) e degli indurenti per precipita-
Creq = Cr + 0.31 Mn + 1.76 Mo + 0.97 W + 2.02 V +
+ 1.58 Si + 2.44 Ti + 1.7 Nb + 1.22 Ta - 0.266 Ni - 0.177 Co
Figura 15 - Diagramma di precipitazione di ulteriori fasi (oltre alla sigma) per acciai
inossidabili.
Temperature, °F
fetto di altri elementi di lega oltre al
cromo è inoltre possibile sostituire il
cromo stesso, nel calcolo, con il cromo
equivalente calcolato mediante la relazione (1).
L’indicatore Nv è invece basato sul
calcolo diretto di un parametro legato
all’analisi chimica dell’acciaio attraverso la relazione (2).
In questo caso, il valore di soglia è posto
di norma pari a 2.52.
Va ricordato, in conclusione del presente
paragrafo, che la fase sigma rappresenta
solo il caso principale e più noto di una
serie ben più ampia di fenomeni, che
riguardano ulteriori fasi (come le fasi χ,
γ2, π, ε) la cui interpretazione va ovviamente riferita a specifici intervalli di
temperatura ed a ben definite tipologie
di acciaio inossidabile; al riguardo, una
visione complessiva è data dai diagrammi di precipitazione riportati nella
Figura 15.
prima del raffreddamento e che i carburi
di cromo si dissolvono lentamente, per il
trattamento termico di ricottura deve
essere selezionata la più alta temperatura
(tipicamente prossima a 1095 °C) compatibilmente con la crescita della dimensione del grano austenitico.
Il raffreddamento dalla temperatura di
ricottura deve essere abbastanza rapido,
compatibilmente con i problemi di
distorsione (il coefficiente di dilatazione
degli acciai austenitici è mediamente
superiore del 50% a quello dei materiali
ferritici). Laddove i problemi di distorsione lo permettano, conviene utilizzare
un raffreddamento in acqua.
Se le velocità di raffreddamento risultanti da tempra in acqua dovessero risultare eccessive per la stabilità dimensionale, si può ricorrere a raffreddamento in
aria forzata. Solo su sezioni sottili può
essere impiegato il raffreddamento in
aria calma, con potenziali rischi di precipitazione di carburi. Quando tale problematica diventa importante conviene
ricorrere ad acciai inossidabili austenitici a basso carbonio o stabilizzati.
acciai inossidabili martensitici
Gli inossidabili martensitici costituiscono una famiglia nettamente distinta
dalle altre tanto per caratteristiche di saldabilità come per esigenze e comportamento nei confronti del trattamento
termico dopo saldatura.
Va ricordato che la presenza di ferrite
nella loro microstruttura può rappresentare un problema per l’influenza negativa esercitata nei confronti della tenacità della microstruttura; inoltre, le
esigenze di saldabilità richiedono la
selezione di opportune temperature di
preriscaldo, scelte in relazione alle temperature caratteristiche della trasformazione martensitica (Ms, in particolare).
Quale che sia la procedura di saldatura,
il PWHT è comunque richiesto e può
variare, almeno sulla carta, in un range
di temperature piuttosto ampio.
Tale trattamento ha come scopo primario
quello tipico di ogni rinvenimento,
quindi il miglioramento della tenacità e
la diminuzione e l’omogeneizzazione
delle durezze (Figg. 16 e 17); inoltre,
esso deve consentire anche la trasformazione di eventuale austenite residua,
fenomeno che può comportare l’esecuzione di un secondo trattamento, volto al
rinvenimento della martensite formatasi
come struttura di trasformazione dell’austenite residua.
Per gli scopi della tenacità del giunto,
una struttura caratterizzata dalla presenza di ferrite e carburi a bordo grano
rappresenta la possibilità più penalizzante.
3.6 Effetto dei trattamenti
termici sugli acciai
inossidabili austeno-ferritici
Rispetto agli acciai inossidabili austenitici, gli austeno - ferritici presentano la
necessità di garantire il controllo dell’equilibrio delle fasi presenti (Fig. 18)
allo scopo di preservare le desiderate
proprietà; in particolare, occorre ricordare, relativamente ai giunti saldati, che:
• in ZTA, il superamento di temperature di circa 1200 °C comporta la trasformazione di austenite in ferrite
delta mentre a temperature non superiori a circa 1000 °C parte della
ferrite delta tende al contrario a trasformarsi in austenite: ne consegue
una microstruttura fortemente alterata
rispetto a quella di fornitura;
• in zona fusa risulta determinante
l’equilibrio tra gli stabilizzatori della
ferrite e della austenite contenuti nei
consumabili, oltre ovviamente all’ef-
Figura 18 - La tipica microstruttura di un
acciaio austeno - ferritico (grado 2205).
Hardness (HV)
Distance
Figura 16 - Esempio di profilo di durezza di un giunto saldato tra gradi 403 e 321.
Figura 17 - Trattamento termico dopo saldatura di acciai inossidabili martensitici: cooling
unit.
fettiva velocità di raffreddamento
applicata (ad esempio, cicli termici
troppo blandi causano ingrossamento
del grano e favoriscono precipitazione di nitruri di cromo tipo Cr2N e
CrN, riducendo la resistenza alla corrosione; al contrario, cicli troppo
rapidi possono aumentare il tenore di
ferrite delta, peggiorando proprietà
quali la lavorabilità e la tenacità).
austeno - ferritico (A.M. Irisarri).
Dal punto di vista generale, i fenomeni
metallurgici descritti per gli acciai
inossidabili austenitici (con particolare riferimento alla sensibilizzazione,
alla precipitazione di fasi fragili come
la fase sigma, la fase chi, la fase di
Laves) interessano anche gli austeno ferritici, comportando ancora una
volta, come conseguenza fondamentale, una diminuzione della resistenza
alla corrosione del giunto (Fig. 19).
Ne consegue che, in analogia a quanto
descritto per gli inossidabili austenitici,
anche per gli austeno - ferritici il trattamento applicabile risulta essere la solubilizzazione (la cui temperatura di mantenimento è fortemente correlata con il
tenore di ferrite delta).
acciai inossidabili ferritici
Con la dicitura “acciai inossidabili ferritici” si intende in genere identificare
diverse sottocategorie di acciaio inossidabile, tra i quali quelli a matrice effettivamente ferritica sono solo una parte;
infatti, si trovano in questa famiglia
anche i cosiddetti semiferritici, in realtà
acciai a matrice ferritico - martensitica,
che possono richiedere l’esecuzione di
trattamenti termici dopo saldatura a
causa della presenza di strutture ferritiche in ZTA a grano ingrossato con aree
martensitiche con ridotta tenacità.
Allo scopo, sono possibili trattamenti
dopo saldatura effettuati a temperature
vicine ad 800 °C volti al rinvenimento
delle strutture martensitiche.
In generale, gli acciai inossidabili ferritici e semiferritici possono essere sottoposti a trattamenti termici a temperature
comprese tra 650 e 900 °C (inferiori a
quelle di sensibilizzazione) per consentire un certo grado di rigenerazione della
matrice, ossia di miglioramento delle
sue proprietà di resistenza alla corrosione. Va sottolineato che tale trattamento è svolto appunto a temperature
inferiori a quelle di sensibilizzazione
caratteristiche di questi acciai e di conseguenza può essere eseguito anche in
forma localizzata, senza indurre rischi di
sensibilizzazione di regioni adiacenti a
quelle trattate (Fig. 20).
acciai inossidabili indurenti per
precipitazione
Gli acciai indurenti per precipitazione
(PH - Precipitation Hardening) sono una
particolare tipologia di acciai inossidabili che abbina una buona resistenza alla
corrosione a proprietà resistenziali di
assoluto interesse.
Tra i vari gradi disponibili sul mercato,
spesso noti per designazioni commerciali, i due forse più diffusi sono i gradi
17-4 PH / UNS S17400 (15.5 Cr, 4.5 Ni,
0.40 Mn, 0.30 Nb+Ta, 3.50 Cu), detto
anche grado 630, ed il grado 17-7 PH /
S17700 (17.0 Cr, 7.0 Ni, 0.50 Mn, 1.25
Al, 3.50 Cu).
• Il primo grado (cromo - nichel rame) è un acciaio di tipo martensitico anche allo stato ricotto (anneale
condition) che viene sottoposto a trat-
Figura 20 - Impiego di acciai inossidabili ferritici per la fabbricazione di feedwater heaters
(Cortesia Alstom Power).
tamenti di indurimento per precipitazione di fasi ricche di rame a temperature comprese tra 480 e 620 °C
circa, in relazione al compromesso
desiderato tra resistenza meccanica e
tenacità, per periodi tipicamente di
4 ore.
L’acciaio si dimostra estremamente
sensibile alle temperature del trattamento e il suo stesso stato di fornitura
(a parità di composizione chimica)
indica, di norma, la temperatura di
trattamento in gradi °F, preceduta
dalla lettera H (ad esempio, H900,
H1075, H1150). Il trattamento di
solubilizzazione (che porta l’acciaio
alla cosiddetta Condition A - annealed) è eseguito tra 1040 e 1065 °C.
Dopo saldatura, il ricorso ad un trattamento termico di invecchiamento ha
senso ovviamente solo nel caso di
scelta di consumabili omologhi al
materiale base per analisi chimica;
diversamente (è il caso del grado
308) la zona fusa non potrà fornire
un’adeguata risposta al suddetto trattamento termico.
• Il secondo grado (cromo - nichel alluminio) è un acciaio lavorato di
norma in fase austenitica, particolarmente diffuso in ambito aeronautico,
sottoposto ad opportuni trattamenti di
indurimento per raggiungere le proprietà meccaniche finali.
Esso è fornito infatti in genere allo
stato solubilizzato (condition A), al
quale è caratterizzato da una struttura
austenitica; per l’ottenimento delle
proprietà finali, l’acciaio è di fatto
sottoposto a due fasi di trattamento:
- la prima ha come obiettivo la trasformazione dell’austenite in martensite (Austenite Conditioning
and Transformation);
- la seconda è l’indurimento per
precipitazione vero e proprio.
A d es empio, lo s tato T H 1 0 5 0
prevede un trattamento attorno a
760 °C per martensitizzare poi l’acciaio attorno alla temperatura
ambiente, quindi il successivo indurimento a 565 °C (1050 °F).
Nel caso invece dello stato RH 950,
il trattamento di ACT è condotto a
955 °C, quindi - per effetto della non
completa trasformazione dell’austenite - si opera un raffreddamento
a -73 °C per ultimarne la trasformazione in martensite.
Dal punto di vista metallurgico, va
osservato - anche per effetto dei tenori
tipici di carbonio, non eccessivamente
ridotti - che questi acciai non sono
immuni da fenomeni di sensibilizzazione (Fig. 21) che ne possono compromettere la resistenza alla corrosione
intergranulare, paragonabile in linea di
massima a quella di un acciaio inossidabile austenitico come il classico grado
304.
Bibliografia
[1]
Choudhuri G., Gurumurthy K.R., Shah B.K.: «Thermal Aging Embrittlement
of Austenitic Stainless Steel Welds and Castings».
[2]
De Marco M., Mandina M.: «Effetti metallurgici dei trattamenti termici negli
acciai bassolegati al Ni ed al Cr-Mo e negli acciai inossidabili austenitici»,
Istituto Italiano della Saldatura.
[3]
Barlow L., du Toit M. - University of Pretoria, South Africa: «The effect of
heat treatment parameters on the microstructure of martensitic stainless steel
AISI 420».
[4]
Johnson C.L., Grimsley J. - NASA Technical Note TN D-4673: «Heat treatment for improved stress-corrosion resistance of 17-7 PH stainless steel».
[5]
Ahmed K., Krishnan J. - Centre for Design and Manufacture, Bhabha Atomic
Research Centre: «17-4 PH stainless steel Post-Weld Heat Treatment - Case
Studies».
[6]
Sandy P. - Marathon Oil Company: «Marathon’s current and future applications of martensitic stainless steels».
[7]
ASM Metals Handbook, Ninth Edition, Volume 3.
[8]
6th European Stainless Steel Conference Science and Market, Helsinki,
Finland, June 10-13, 2008, “Proceedings”.
inossidabile grado 17-7 PH.
Marco DE MARCO, laureato in Ingegneria Chimica presso l’Università dei Genova nel 2000. Funzionario dell’Istituto Italiano
della Saldatura dal 2002, si è occupato principalmente di attività inerenti le problematiche di controllo ed interpretazione di
fenomeni di corrosione, di saldabilità, di selezione materiali, di failure analysis; ha partecipato anche alla programmazione ed
esecuzione di attività di ispezione in impianti di processo. Nel campo della saldatura possiede la certificazione di European/
International Welding Engineer (IWE), mentre nel campo della corrosione possiede la certificazione come NACE Corrosion
Technologist e NACE Coating Inspector Level 1. Partecipa ad alcuni gruppi di lavoro in ambito NACE per la revisione di
documenti inerenti il monitoraggio e controllo della corrosione.
Marcello MANDINA, laureato in Ingegneria Meccanica presso l’Università di Genova nel 1994. Funzionario dell’Istituto
Italiano della Saldatura dal 1995, attualmente è Responsabile dell’Area Caldareria della Divisione Assistenza Tecnica
Saldatura. Svolge attività di ispezione ed assistenza tecnica nel campo delle strutture saldate, con particolare riferimento alla
fabbricazione, controllo e riparazione di apparecchiature e sistemi in pressione.
Michele MURGIA, laureato in Ingegneria Meccanica presso la Facoltà di Ingegneria dell’Università di Genova nel 1991, è
entrato all’Istituto Italiano della Saldatura nel 1992 ed ha maturato esperienza nel settore della formazione e dell’assistenza
tecnica, con particolare riguardo ai controlli non distruttivi e alla saldatura di materiali termoplastici e compositi. È certificato
European / International Welding Engineer, European Welding Inspection Engineer / International Welding Inspector
Comprehensive, Livello 3 EN 473. È membro del Comitato “Plastic Welding” dell’EWF (European Welding Federation) e
Convenor del CEN TC 249 WG 16 “Thermoplastics Welding”. Dal 2001 è membro del Group A “Education, training and
qualification” dello IAB (International Authorisation Board) dell’IIW (International Institute of Welding). Responsabile
dell’Area saldatura materie plastiche dell’IIS nel 1994, dell’Area corsi teorici nel 1996, attualmente ricopre il ruolo di
Responsabile dell’intera Divisione Formazione ed Insegnamento dell’Istituto Italiano della Saldatura.
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SEGRETERIA ORGANIZZATIVA
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Saldatura ibrida laser-arco della lega
di titanio Ti6Al4V: caratterizzazione
meccanica dei giunti e tolleranza al gap
M. Brandizzi *
A.A. Satriano **
D. Sorgente ***
L. Tricarico ***
Sommario / Summary
Nell’articolo sono riportati i risultati di un confronto tra le
caratteristiche meccaniche di giunti testa a testa di lamiere in
lega di titanio Ti6Al4V di spessore 3.0 mm, realizzati
mediante saldatura con fascio laser senza materiale d’apporto
e mediante saldatura ibrida laser-arco. Sono stati eseguiti
rilievi di durezza Vickers nelle sezioni trasversali dei cordoni
di saldatura ottenuti. In particolare è stata analizzata l’influenza del gap tra le lamiere in prove di saldatura con tecnologia ibrida laser CO2-MIG. È stata eseguita l’analisi morfologica delle sezioni trasversali dei cordoni di saldatura
ottenuti con diversi gap. I giunti saldati sono stati sottoposti a
prove di trazione e il comportamento deformativo del giunto
è stato analizzato tramite un sistema ottico di misura delle
deformazioni basato sull’acquisizione stereoscopica delle
immagini (sistema di analisi ARAMIS 3D).
The present research deals with the studies on mechanical
characteristics of butt joint in Ti6Al4V titanium alloy sheets
of 3.0 mm thickness, comparing the welded joints obtained by
*
laser beam welding without filler material and by laser-arc
hybrid welding. These studies were performed by measuring
Vickers hardness in the cross-sections obtained by welding.
In particular the influence of the gap between the test sheets
welded by laser CO2-MIG hybrid process has been analyzed.
The morphological analysis of cross-section of welded joints
obtained by different gaps has also been studied. Welded
joints were characterized by tensile test and the deformation
behaviour of welded joints by an optical measurement system
of deformation based on the acquisition of stereoscopic
images (ARAMIS 3D system).
Keywords:
Arc initiation; butt joints; CO2 lasers; combined processes;
comparisons; deformation; efficiency; gap; hardness tests;
influencing factors; laser welding; mechanical properties;
mechanical tests; MIG welding; optics; tensile tests; titanium
alloys; tolerances.
Centro Ricerche Fiat - Consorzio CALEF - Rotondella (MT).
** ELASIS - Consorzio CALEF - Rotondella (MT).
*** Dipartimento di Ingegneria Meccanica e Gestionale - Politecnico di Bari.
M. Brandizzi et al. - Saldatura ibrida laser-arco della lega di titanio Ti6Al4V: caratterizzazione meccanica dei giunti e tolleranza al gap
1. Introduzione
Le potenzialità applicative del laser
possono essere significativamente
ampliate:
• superando i vincoli associati ai “gap”
esistenti tra i componenti da unire, e
• migliorando l’accoppiamento
“ottico” tra fascio laser e materiale.
In tale ottica negli ultimi anni è stata
valutata la possibilità di “combinare” i
benefici ottenibili con l’impiego del
laser (facile accessibilità al giunto,
elevate velocità di processo, alta
qualità/ripetibilità, ridotte distorsioni,
elevata flessibilità degli impianti) ai
vantaggi offerti da tecniche più convenzionali (saldatura ad arco) tipicamente
applicate in modo estensivo in produzioni di serie, ma con alcune limitazioni
sulla qualità dei componenti (elevate
deformazioni) e sulla produttività
(ridotte velocità di processo).
Il processo di giunzione caratterizzato
dall’azione simultanea sulla stessa zona
di un fascio laser e di un arco è noto
come saldatura ibrida laser-arco [1]. In
questo caso l’effetto sinergico consente
una mutua assistenza tra i due processi
con notevoli benefici tecnici:
• aumento della tolleranza al gap;
• miglioramento dell’innesco dell’arco
e della sua stabilità;
• aumento della produttività, anche
rispetto al solo processo laser;
• aumento dell’efficienza elettrica di
impianto attraverso un migliore
accoppiamento laser-materia ed una
riduzione della potenza richiesta - a
parità di produttività.
Interessante infine osservare che l’extrainvestimento necessario all’integrazione
di una sorgente ad arco (di per sé limitato rispetto all’investimento primario
associato al laser) può essere compensato proprio attraverso l’incremento
della produttività dell’impianto oppure,
a pari produttività, attraverso la riduzione della potenza laser da installare.
La saldatura ibrida è stata studiata su
molti materiali [2], ma pochi studi sono
stati condotti sul titanio e le sue leghe
[3, 4], mentre tale processo può risultare
di grande interesse, in particolare nei
settori aeronautico e aerospaziale ed in
quello navale.
In quest’ottica è stata eseguita l’attività
di ricerca finalizzata, in una prima fase,
all’ottimizzazione dei parametri del processo di saldatura ibrida laser CO2-MIG
di lamiere in lega di titanio Ti6Al4V, in
configurazione di giunto testa a testa di
spessore 3.0 mm, i cui risultati sono stati
riportati in un articolo precedentemente
pubblicato su questa rivista [5], e in una
seconda fase, al confronto delle caratteristiche meccaniche di giunti testa a testa
realizzati mediante saldatura con fascio
laser senza materiale d’apporto e
mediante saldatura ibrida laser CO 2 MIG, e in particolare all’analisi dell’influenza del gap, i cui risultati sono riportati in questo articolo.
Le prove di saldatura, le analisi metallografiche e i rilievi di durezza sono stati
eseguiti dal Consorzio CALEF “Consorzio per la ricerca e lo sviluppo delle
Applicazioni industriali del Laser E del
Fascio elettronico e dell'ingegneria di
processo, materiali, metodi e tecnologie
Figura 1 - Setup di prova per il test di
trazione sui giunti saldati. In primo piano
sono visibili le telecamere del sistema di
acquisizione ottica delle deformazioni.
di produzione”, presso i laboratori del
C.R. ENEA Trisaia di Rotondella (MT),
mentre le analisi morfologiche e le
prove di trazione sono state eseguite dal
Politecnico di Bari, presso il Dipartimento di Ingegneria Meccanica e
Gestionale.
2. Setup sperimentale
I provini da sottoporre a caratterizzazione meccanica (microdurezza e prova
di trazione) sono stati estratti dai giunti
saldati derivanti dalla campagna sperimentale precedentemente descritta [5].
Sono stati utilizzati provini in lega di
titanio Ti6Al4V di spessore 3.0 mm.
Prima della saldatura i lembi dei giunti
da saldare sono stati lavorati per asportazione di truciolo (fresatura) e successivamente decapati. Nella saldatura ibrida
è stato usato filo d’apporto di diametro
1.14 mm della stessa lega del materiale
base.
Le prove di saldatura sono state realizzate utilizzando una sorgente laser CO2
da 6 kW (El.En. C6000) in combinazione con un generatore MIG ESAB
LUD 450 W e una testa di saldatura
ibrida laser-arco: la
testa ibrida consente di collegare il
focalizzatore del
fascio laser (Kugler
LK590 con specchio di focalizzazione con lunghezza
focale
300 mm) e la torcia
M IG pus h - p u l l
(spingifilo ESAB
MEC 4C). Inoltre è
stato utilizzato un
sistema di protezione dalla contaminazione a gas
inerte (trailer). Nell’attrezzatura di
bloccaggio dei
provini è realizzata
una gola in corris pondenza d e l
cordone di saldatura, che permette il
flus s o del g a s d i
protezione dalla
contaminazione
anche al rovescio.
3. Profili di durezza nella sezione
trasversale dei cordoni di
saldatura
Con l’obiettivo di confrontare le caratteristiche meccaniche dei giunti di testa
realizzati mediante tecnologia ibrida
laser CO 2 -MIG con quelli ottenuti
tramite saldatura con solo fascio laser,
sono stati eseguiti rilievi di durezza
Vickers nelle sezioni trasversali dei
cordoni di saldatura ottenuti (Tab. I).
Si è fatto riferimento alla norma
UNI EN ISO 6507-1, utilizzando un
carico di 1 kg e una distanza tra le
impronte di 0.25 mm. Il confronto è
stato fatto analizzando i profili di
durezza lungo l’asse dei cordoni di saldatura e i profili di durezza perpendicolari all’asse dei cordoni di saldatura, a
diverse distanze dalla superficie della
lamiera. Le condizioni di saldatura sperimentate sono state quelle individuate
come ottimali per le due tecnologie di
TABELLA I - Sezioni trasversali dei cordoni di saldatura su cui sono state realizzate le
misure di durezza.
Tecnologia
Ibrida
Laser CO2-MIG
Laser CO2
saldatura, sulla base dei risultati deripresenta invece durezze inferiori a
vanti dalla campagna sperimentale prequelle della saldatura con fascio laser
cedentemente descritta [5]; in particoper circa il 60% dello spessore della
lare la saldatura con fascio laser è stata
lamiera, probabilmente a causa del mageffettuata con un apporto termico di 64
giore apporto termico del contributo
J/mm, ottenuto con una potenza del
MIG (il 77% della potenza totale
fascio laser di 2.15 kW e una velocità di
fornita) a cui sono associate minori velosaldatura di 2 m/min. Il fascio laser è
cità di solidificazione e quindi una strutstato focalizzato sulla superficie. La saltura a grana più grossolana.
datura ibrida laser CO2-MIG è stata reaNella Figura 3 e nella Figura 4 sono
lizzata con una potenza del fascio laser
infine riportati i profili di durezza realizdi 2.15 kW ed una corrente di picco della
zati lungo la direzione perpendicolare
saldatrice MIG pari a 480 A; il fascio
all’asse delle sezioni trasversali dei
laser è stato focalizzato sulla superficie.
cordoni di saldatura che caratterizzano
Con queste condizioni di saldatura, la
le due tecnologie di giunzione.
potenza totale misurata è stata di 9.37
Nella Figura 3 i rilievi sono fatti a circa
kW a cui corrisponde un apporto termico
0.5 mm dalla superficie superiore del
di 280 J/mm.
cordone; entrambi i profili evidenziano
Nella Figura 2 sono evidenziati i profili
una maggiore durezza della zona fusa
di durezza ottenuti lungo l’asse delle
rispetto a quella del materiale base; nella
sezioni trasversali dei cordoni realizzati
sezione ottenuta per saldatura laser la
con la saldatura ibrida laser-MIG e con
durezza della zona fusa è sempre magla saldatura con
solo fascio laser.
Sul l a bas e dei
Durezza Vickers, HV100
valori di durezza
rilevati, si evidenzia che i due
profili sono confrontabili solo in
prossimità della
radice
del
ibrido
cordone, dove nel
laser
processo ibrido
diventa prevalente il contributo
del fascio laser.
A partire dalla
superficie, il
profilo di durezza
Figura 2 - Profili di durezza lungo l’asse
delle sezioni trasversali dei cordoni di
che caratterizza la
saldatura laser e ibrido.
saldatura ibrida
Distanza dalla superficie del cordone, mm
Come gas di protezione dalla contaminazione sia sulla superficie che al rovescio è stato usato argon, mentre è stato
usato elio come gas di soppressione del
plasma.
I rilievi di durezza sono stati eseguiti
utilizzando un microdurometro Zwick,
seguendo la specifica normativa
(UNI EN ISO 6507-1).
Le prove di trazione sono state realizzate
correlando i dati di una macchina di
prova universale (INSTRON 4485) con
un sistema di acquisizione delle deformazioni. Nella Figura 1 è riportato il setup della macchina di prova: si evidenziano in primo piano le telecamere del
sistema ottico predisposto per l’acquisizione delle immagini durante la prova di
trazione. Il sistema di acquisizione,
completo di software, è commercializzato sotto il nome ARAMIS dalla ditta
tedesca GOM mbH - Gesellschaft für
Optische Messtechnik, nata nel 1990 da
uno spin-off della Technical University
of Braunschweig [6]. Il calcolatore è in
grado di acquisire coppie di immagini da
due camere ad esso collegate con una
frequenza definita dall’utente. A fine
prova le coppie di immagini sono correlate tramite software in maniera semiautomatica ed è quindi possibile ricostruire in 3D la storia deformativa del
fenomeno osservato.
ibrido
laser
Distanza dall’asse della sezione trasversale del
cordone di saldatura, mm
ibrido - 3 mm
laser - 2.5 mm
Distanza dall’asse della sezione trasversale del
cordone di saldatura, mm
Figura 3 - Profili di durezza in direzione
perpendicolare all’asse della sezione
trasversale del cordone di saldatura,
realizzati in prossimità della superficie
superiore.
giore di quella della zona fusa del
cordone ottenuto con saldatura ibrida.
Il cordone ottenuto mediante saldatura
ibrida evidenzia valori di durezza leggermente inferiori al centro del cordone,
rispetto a quelli della zona termicamente
alterata. Nella Figura 4 sono evidenziati i
rilievi fatti in prossimità della superficie
inferiore del cordone; i rilievi fatti a circa
3 mm dalla superficie, nel cordone ottenuto per saldatura ibrida, evidenziano
valori di durezza nella zona fusa confrontabili con quelli del materiale base.
4. Prove di saldatura ibrida laser
CO2-MIG di giunti testa a testa
- Influenza del gap
Obiettivo di questa parte della sperimentazione è stato quello di analizzare l’influenza del gap tra i lembi da saldare
nella realizzazione di giunti testa a testa
con tecnologia ibrida laser CO2-MIG.
Figura 4 - Profili di durezza in direzione
perpendicolare all’asse della sezione
trasversale del cordone di saldatura,
realizzati in prossimità della superficie
inferiore.
Le prove di saldatura sono state realizzate a parità di parametri di processo.
Nella Tabella II sono evidenziate le
immagini delle sezioni trasversali e
l’aspetto superficiale dei cordoni ottenuti al variare del gap tra 0 e 0.6 mm.
Le immagini sono state successivamente
analizzate utilizzando tecniche di
“image processing” per misurare alcuni
parametri significativi come l’area fusa,
quella della zona termicamente alterata,
la larghezza della zona fusa del cordone
in superficie e alla radice, la larghezza e
l’altezza del cordone in superficie
(TBW, TBH) e la larghezza e l’altezza
del cordone alla radice (BBW, BBH).
Alcuni risultati ottenuti dall’elaborazione di questi dati sono riportati nelle
Figure 5 e 6.
Non sono state evidenziate variazioni
dell’area della zona fusa e della zona termicamente alterata con l’aumento del
gap.
Nella Figura 5 sono riportati gli anda-
menti della larghezza della zona convessa (sormonto) del cordone in superficie ed alla radice. Nella Figura 6 sono
riportati gli andamenti dell’altezza del
sormonto in superficie ed alla radice. Un
aumento del gap comporta una sensibile
diminuzione dell’altezza e della larghezza della zona convessa del cordone;
l’andamento è giustificato dall’aumento
di volume di metallo d’apporto richiesto
per colmare il gap. La larghezza del
cordone alla radice aumenta leggermente con l’aumento del gap, mentre
l’altezza della zona fusa non sembra
essere influenzata dalla dimensione del
gap. Questo andamento potrebbe essere
giustificato da un minore apporto di
materiale nella zona della radice; un
aumento del gap rende perciò confrontabile la saldatura ibrida con quella laser.
La prova di saldatura realizzata con il
massimo gap è caratterizzata, infatti,
dalla presenza di incisioni marginali,
come evidenziato nella Tabella II.
TABELLA II - Sezione trasversale e aspetto superficiale cordone in funzione del gap tra le lamiere.
Gap [mm]
0
Sezione
trasversale
Aspetto
superficiale
0.3
0.5
0.6
gap, mm
Tra le prove più significative per la caratterizzazione e qualificazione di giunti
saldati, la prova di trazione è sicuramente
una delle più utilizzate e una delle più
complete dal punto di vista dell’acquisizione di informazioni in campo meccanico. Tramite trazione è possibile individuare principalmente resistenza e
duttilità del giunto saldato. In particolare,
la resistenza e la duttilità misurate in una
prova di trazione sono quelle dell’intero
sistema costituito dal materiale base,
dalla zona termicamente alterata e dalla
zona fusa. Le dimensioni e la geometria
del cordone, in termini ad esempio di
estensione della zona fusa o di presenza
di incisioni marginali, possono influenzare pesantemente le grandezze rilevate
durante una prova di trazione. La condizione di monoassialità può infatti non
essere soddisfatta nel momento in cui nel
giunto siano presenti forti discontinuità
geometriche con zone a diversa sezione
trasversale. La resistenza che si misura è,
quindi, una grandezza equivalente che
tiene conto anche della geometria del
cordone di saldatura e che risulta affetta
da fattori geometrici oltre che dalla resistenza intrinseca del materiale saldato.
Nell’ottica di mettere in esercizio il
giunto così come saldato, tale metodo di
caratterizzazione risulta consistente e
permette di ottenere grandezze equivalenti da utilizzare anche nella fase di progettazione della struttura saldata. Nel
caso in cui successivamente alla saldatura siano previste lavorazioni ulteriori
per migliorare l’aspetto geometrico del
giunto, la caratterizzazione, e quindi l’ottimizzazione dei parametri di saldatura,
va fatta sulla base dell’effettiva configu-
BBH
gap, mm
Figura 5 - Larghezza del sormonto del
cordone in superficie ed alla radice.
5. Prove di trazione dei giunti
saldati
TBH
Altezza cordone alla
radice, mm
BBW
Altezza cordone in
superficie, mm
TBW
Larghezza cordone alla
radice, mm
Larghezza cordone in
superficie, mm
Figura 6 - Altezza del sormonto del cordone
in superficie ed alla radice.
razione finale del giunto. Per poter osservare con maggior dettaglio il comportamento di un giunto saldato durante una
prova di trazione è possibile ed utile
acquisire informazioni aggiuntive sulla
deformazione del materiale sottoposto a
carico. In particolare, oltre a misurare
grandezze “globali” come ad esempio il
carico o l’allungamento a rottura del
giunto, è possibile osservare “localmente” l’evoluzione deformativa del
giunto durante tutta la prova di trazione.
La disponibilità di strumenti innovativi
di misura senza contatto sufficientemente accurati permette e rende di semplice implementazione questo tipo di
analisi. Con questo obiettivo, in questo
lavoro, i giunti saldati sono stati sottoposti a prove di trazione e il comportamento deformativo del giunto è stato
analizzato tramite un sistema ottico di
misura delle deformazioni basato sull’acquisizione stereoscopica delle immagini.
Partendo dalle lamiere saldate e
seguendo le specifiche normative
(UNI EN ISO 15614-11, UNI EN 895,
UNI EN 10002-1) sono stati ricavati due
provini da ogni lamiera saldata mediante
taglio meccanico (fresatura). Successivamente, la parte calibrata del provino è
stata marcata mediante segni sottili, tra
loro distanti 5.0 mm, per effettuare la
misura dell’allungamento percentuale.
Allo scopo di poter analizzare le deformazioni imposte al provino, con il
sistema di analisi ARAMIS 3D, l’altra
faccia dei provini è stata trattata realizzando un pattern stocastico di piccoli
punti con della vernice acrilica color
nero opaco su di uno sfondo uniforme
ottenuto spruzzando della vernice acrilica di colore bianco opaco. La prova di
trazione è stata eseguita, per tutti i
provini, ad una velocità di movimenta-
zione della traversa costante, pari a
3.0 mm/min, ed a temperatura ambiente.
Per avere maggiori informazioni circa il
comportamento in campo elastico, al
provino è stato collegato anche un estensometro. La distanza tra i coltelli del-
Figura 7 - Provini di trazione (a sinistra
saldato con tecnologia laser e a destra con
tecnologia ibrida) portati a rottura con,
in sovrapposizione, la mappa delle
deformazioni principali massime.
TABELLA III - Risultati delle prove di trazione.
Af
Codice
Gap
Tecnologia
(L0=100
prova
[mm]
mm)
Tensione
massima
[MPa]
Zona di
rottura
9.0%
1017
Materiale base
Ti224
Laser
0.0
Ti228
Laser-MIG
0.0
9.0%
1004
Materiale base
Ti226
Laser-MIG
0.3
10.0%
1009
Materiale base
Ti227
Laser-MIG
0.6
9.0%
1023
Materiale base
la distanza tra i riferimenti) rientrano nel
campo di incertezza di misura e di variabilità intrinseca del materiale. Analizzando l’evoluzione deformativa, tramite
il software ARAMIS, durante la prova è
possibile osservare come, per tutti i
provini, la deformazione non si distribuisca in maniera uniforme lungo il
tratto calibrato del provino durante tutta
la prova. In particolare, sia per i giunti
saldati con tecnologia laser che per i
giunti saldati con tecnologia ibrida, la
deformazione nel cordone di saldatura
rimane a valori minimi per tutta la
prova, mentre, da una deformazione
globale (misurata su tutto il tratto calibrato tramite lo spostamento della traversa mobile della macchina di prova) di
circa il 5% in poi, il metallo base subisce
maggiori deformazioni in uno solo dei
due lembi saldati (a titolo esemplificativo nella Figura 9 è riportata l’evoluzione della mappa della deformazione
massima principale per il provino
Ti224).
Tensione massima, MPa
l’estensometro è stata fissata pari a
ghezza iniziali del provino e del carico
90 mm, in modo tale da non interferire
porti ad un’incertezza finale di circa 5
con la zona centrale della faccia del
MPa, l’ANOVA condotta sulla variabile
provino monitorata tramite i sensori del
di uscita “tensione massima” sul fattore
sistema ARAMIS.
“gap” porta ad affermare che le variaI risultati delle prove di trazione mettono
zioni registrate non possono essere ritein evidenza come su tutti i provini la
nute statisticamente significative. D’alrottura sia avvenuta lontano dal cordone
tronde, avendo rotture tutte localizzate
di saldatura. A titolo esemplificativo si
nel materiale base, non si potrebbe
riportano nella Figura 7 le immagini di
neanche parlare di resistenza del
due provini (uno saldato con tecnologia
cordone di saldatura.
laser e l’altro con tecnologia ibrida)
Anche per quanto riguarda la tensione di
portati a rottura con, in sovrapposizione,
snervamento non si misurano differenze
la mappa delle deformazioni principali
significative sui valori derivanti dalle
massime (calcolate tramite il software
va ri e
prove
ARAMIS) nell’istante prima della
(valore medio
rottura. La strizione interessa il metallo
misurato pari a
base portandolo a deformazioni locali
circa 920 MPa).
prossime al 40% e lasciando il cordone a
Pe r
quanto
deformazioni inferiori al 3%.
riguarda l’allunNella Tabella III sono messi in evidenza
gamento a rottura
la tensione massima calcolata e l’allunga(A f ) è possibile
arrivare a conclumento a rottura misurato sui provini
sioni simili: le
saldati nelle varie configurazioni, ottenuti
variazioni di dutcome media delle prove effettuate sui
tilità che si misudue provini estratti dallo stesso giunto.
rano tra i vari
La variazione percentuale sulla tensione
provini (riaccomassima calcolata è minore del 2%.
st a ndo l e due
Osservando i risultati delle prove di traFigura 8 - Istogramma della tensione
parti del provino
zione sui provini saldati con tecnologia
massima riportata durante le prove di
rotto e misurando
ibrida è possibile notare un leggero
trazione sui giunti saldati.
aumento della resistenza
a trazione (tensione
massima) dei giunti man
mano che il gap tra i
lembi da saldare
aumenta (Fig. 8). In particolare, per un gap pari
a 0.6 mm la resistenza è
quella massima registrata per giunti saldati
con tecnologia ibrida e
paragonabile a quella
registrata sui giunti
150 s
200 s
255 s
100 s
saldati con tecnologia
εglobale = 6.8%
εglobale = 9.1%
εglobale = 11.0%
εglobale = 4.5%
laser. Sebbene l’incerFigura 9 - Mappa della deformazione principale massima del provino Ti224 in vari istanti della
tezza sulla misura dello
prova di trazione.
sp e ss o r e e d e lla lar-
deformazione
p r i n c i p a l e
massima circa pari
al 2.5% e valore
minimo intorno
allo 0.5%) ma la
risoluzione del
sistema di misura
delle deformazioni
permette di misurare le deformazioni con una precis ione che s i
aggira (nelle condizioni di calibrazione utilizzate in
questa sperimentazione) intorno allo
0.01%. Ritenendo
quindi significativa l’influenza del gap
tra i lembi sulla deformazione subita dal
cordone potremmo concludere che a gap
maggiori corrisponde un cordone che si
lascia deformare più facilmente. Questo
può essere legato alla morfologia del
giunto: se si osservano da un lato i
grafici nella Figura 6 (grafico del TBH
in funzione del GAP) e dall’altro le
scansioni effettuate prima di ogni prova
(a titolo esemplificativo sono riportate
nella Figura 11 quelle relative al provino
saldato con gap nullo e con gap pari a
0.6 mm) si giunge facilmente alla considerazione che i giunti ottenuti con gap
più bassi hanno un cordone con aspetto
più pronunciato.
Sebbene idealmente il sormonto del
cordone in superficie ed alla radice non
corrispondano durante una prova di trazione ad un effettivo aumento di sezione
resistente, il loro
volume crea un
vincolo alla defor-
Major Strain, %
Major Strain ZONA FUSA
Ti224B1 - Laser
Ti227B2 - Ibrido - Gap 0.6
Ti226B1 - Ibrido - Gap 0.3
Ti228B2 - Ibrido - Gap 0
Tempo, s
Figura 10 - Andamento nel tempo della
deformazione principale massima nel punto
centrale del cordone di saldatura durante la
prova di trazione.
Analizzando inoltre il comportamento
deformativo del provino tramite il
sistema ARAMIS è possibile ritrovare
delle differenze in campo plastico dei
giunti analizzati. Se si passa infatti da
una misura globale ad una locale della
deformazione è possibile analizzare
nello specifico come le varie regioni del
giunto partecipino alla deformazione.
Nella Figura 10 sono riportati gli andamenti della deformazione in funzione
del tempo registrati durante le prove di
trazione in un punto centrale del cordone
(zona fusa).
È possibile notare come passando da un
gap nullo ad uno pari a 0.6 mm la deformazione che interessa il cordone di saldatura aumenti di qualche punto percentuale. Il provino saldato con gap pari a
0.6 mm ha un comportamento che quasi
si sovrappone a quello riscontrato nel
provino saldato con tecnologia laser.
Anche in questo caso le variazioni sono
molto piccole (valore massimo della
mazione trasversale alla direzione di trazione. Maggiore sarà il volume del
cordone, maggiore sarà il vincolo
imposto alle deformazioni nei pressi del
cordone e, di conseguenza, minore sarà
la deformazione subita dallo stesso
durante il test monoassiale di trazione.
Per dimostrare quanto detto, il giunto
con il maggiore valore del sormonto in
superficie (saldato con tecnica ibrida e
gap nullo) è stato spianato tramite fresatura sia sul dritto che sul rovescio. Da
tale giunto è stato estratto un provino di
trazione, successivamente testato con la
stessa procedura descritta precedentemente. Anche in questo caso la rottura
è avvenuta nel materiale base con una
tensione massima paragonabile a quelle
misurate nelle prove precedenti
(1009 MPa).
L’allungamento a rottura misurato è leggermente superiore (pari a 11%) a tutte
le altre prove effettuate senza rimozione
del sormonto. Riportando quanto già
visto per le altre prove nella Figura 10,
anche per la prova in esame è possibile
n o t a r e u n a p r o f o n d a d i ffe r e n z a i n
termini di deformazione del cordone di
saldatura. In particolare, come evidenziato nella Figura 12, l’andamento della
deformazione all’interno del cordone
durante la prova di trazione denota una
crescita più rapida e dei valori massimi
più elevati anche delle prove effettuate
sui giunti con sormonto non eccessivamente pronunciato. Questo, in conclusione, mette in evidenza che le differenze in termini deformativi sono
principalmente legate alla geometria del
cordone di saldatura.
Major Strain ZONA FUSA
Ti224B1 - Laser
Major Strain [%]
Ti228B2 - Ibrido - Gap 0
(a)
Figura 11 - Scansione del cordone di
saldatura sui provini di trazione (nella
condizione indeformata) con saldatura
ibrida con gap nullo (a) e con gap pari a
0.6 mm (b).
(b)
Ti228B2 - Ibrido - Gap 0 - Fresato
Tempo [s]
Figura 12 - Andamento nel tempo della
deformazione principale massima nel punto
centrale del cordone di saldatura durante la
prova di trazione.
6. Conclusioni
La caratterizzazione meccanica effettuata tramite prove di trazione statiche
evidenzia che, nel range di parametri
esplorati, sia la resistenza che la duttilità
del giunto non sono sensibilmente
influenzati dalla tecnica di saldatura
adottata e dal gap imposto tra i lembi da
saldare tramite tecnica ibrida. Dal punto
di vista deformativo è possibile invece
affermare che, grazie al sistema di
misura delle deformazioni adottato, si
riscontrano valori di deformazione nel
cordone di saldatura più bassi per
cordoni che presentano un ingombro
volumetrico (grandezza riconducibile al
sormonto in superficie ed alla radice) più
alto. L’ulteriore analisi, realizzata rimuovendo dal giunto il sormonto (tramite
fresatura) prima di effettuare la prova di
trazione, ha permesso di legare il diverso
comportamento deformativo dei giunti
alla loro morfologia, escludendo quindi
eventuali alterazioni microstrutturali
generate dalla tecnica e/o dal gap
imposto tra i lembi di saldatura come
causa di tali differenze.
7. Ringraziamenti
Questa attività di ricerca è parzialmente
finanziata dal Miur (Progetto FIRB
RBIP06MYKJ_003).
Gli autori desiderano ringraziare R. De
Bonis ed E. Putignano, tecnici del Consorzio CALEF, e M. B. Alba, tecnico
dell’ENEA, per il loro contributo,
Chiara Mezzacappa e Giuseppe Perrucci
per il loro apporto nell’acquisizione dei
dati sperimentali.
Bibliografia
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[2]
[3]
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[6]
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Denney P.E., Shinn B.W., Fallara P.M.: «Stabilization of pulsed GMAW in titanium welds with low-power lasers», Proceedings of 23rd International Congress on Applications of Lasers and Electro-Optics (ICALEO), San Francisco, USA (2004).
Li C., Muneharua K., Takao S., Kouji H.: «Fiber laser-GMA hybrid welding of commercially pure titanium», Materials and
Design, 30 (2009), pp. 109-114.
Brandizzi M., Mezzacappa C., Tricarico L., Satriano A.A.: «Ottimizzazione dei parametri di saldatura ibrida laser-arco
della lega di titanio Ti6Al4V», Riv. Ital. Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2010, pp. 177-185.
ARAMIS - Optical 3D deformation analysis, http://www.gom.com.
Marco BRANDIZZI, Direttore del Consorzio CALEF e responsabile del Campus Industriale Manufacturing di Melfi del Centro
Ricerche Fiat. Laureato in Ingegneria Meccanica nel 1989, è stato sperimentatore presso RTM (1989) e ricercatore presso il
CRF (1990) nel campo delle applicazioni laser. Nel 1993 è stato responsabile del Centro Laser del CRF, conducendo anche corsi
di formazione sulle tecnologie laser, e dal 1994 responsabile di progetti per lo sviluppo e l’applicazione di tecnologie innovative
nelle aree di meccanica, carrozzeria e componentistica automotive. Dal 1998 è stato coordinatore e responsabile CRF e CALEF
di numerosi progetti nazionali ed europei in vari settori industriali (automobilistico, aeronautico e navale). Autore di oltre 20
lavori scientifici e relatore industriale di oltre 40 tesi di laurea.
Annunziata Anna SATRIANO, laureata in Ingegneria Meccanica presso il Politecnico di Bari con tesi di laurea in tecnologie
speciali dal titolo “Approccio numerico sperimentale per la caratterizzazione delle lamiere saldate al fascio laser” nel 1998.
Nel 1999 stage in attività sperimentale sulle tecnologie laser e sullo sviluppo componenti iniezione presso il Centro Ricerche
Fiat. Da fine 1999 dipendente CRF Powertrain Research & Technology, dal 2008 dipendente ELASIS Manufacturing &
Processes. È coinventore europeo con 14 brevetti nel settore automotive di cui alcuni estesi anche in altri Paesi. Relatrice
industriale di alcune tesi di laurea in tecnologie speciali. Attualmente svolge l’attività di ricerca sulle tecnologie laser presso il
Consorzio CALEF.
Donato SORGENTE, consegue, nel Marzo 2007, il titolo di Dottore di Ricerca in “Sistemi Avanzati di Produzione”. Lavora, fino
ad Ottobre 2007, presso i laboratori del Dipartimento di Ingegneria Meccanica e Gestionale del Politecnico di Bari come
titolare di contratti di collaborazione. Da Ottobre 2007 a Marzo 2008 lavora presso la sede di Valenzano (BA) del Centro
Ricerche FIAT, svolgendo attività inserite nella business line “Advanced Manufacturing & Materials”. Da Marzo 2008 ad oggi
svolge attività di ricerca presso il Politecnico di Bari nell'ambito di progetti di ricerca cofinanziati da enti pubblici ed aziende
private. Le attività di ricerca si sono principalmente focalizzate sull’ottimizzazione dei processi produttivi con particolare
attenzione alle lavorazioni dei materiali metallici.
Luigi TRICARICO, Professore ordinario in Tecnologie e Sistemi di Lavorazione. In servizio presso la Facoltà di Ingegneria del
Politecnico di Bari, dove svolge attività didattica e di ricerca nell’ambito delle tecnologie meccaniche. Autore, dal 1984 ad oggi,
di oltre 100 lavori scientifici pubblicati in sede nazionale ed internazionale, in settori di ricerca vicini alla caratterizzazione
meccanica e tecnologica dei materiali e alle lavorazioni non convenzionali. Attualmente è responsabile di progetti di ricerca
sulla progettazione e ottimizzazione con tecniche numeriche sperimentali di tecnologie di formatura in campo plastico e
superplastico e di lavorazioni di taglio e saldatura con fascio laser.
®
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remasal
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TIG & MIG Orbital Welding Specialist
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SALDATURA AUTOMATIZZATI
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tel.: 039 - 2051160 r.a. - fax.: 039 - 2051162
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Pubblicazioni IIS
Principali problemi di saldatura e controllo
delle costruzioni metalliche
Questa è la quinta edizione sostanzialmente riveduta e ampliata di un testo
originariamente preparato dall’Istituto Italiano della Saldatura all’inizio
degli anni ’70, edito e ristampato nel tempo in alcune migliaia di copie per
varie azioni formative e informative.
Questo testo è stato utilizzato dall’IIS per la preparazione degli allievi dei
suoi corsi di “Qualificazione sui Controlli Non Distruttivi” ai vari livelli, per
quanto riguarda gli aspetti relativi all’origine, la forma e la posizione delle
imperfezioni dei componenti e delle costruzioni saldate che gli addetti ai
CND sono chiamati ad individuare, riconoscere e valutare.
La trattazione succinta ma abbastanza completa effettuata nel testo sui
principali problemi di saldatura e controllo consente un primo contatto sia
con la tecnologia della saldatura, la saldabilità dei più comuni materiali
metallici, l’assicurazione e il controllo di qualità delle costruzioni saldate,
sia con le imperfezioni dei semilavorati, delle saldature e dei prodotti, come
laminati, fucinati e getti, che possono essere utilizzati come componenti di
manufatti saldati, ma che sono spesso impiegati anche come prodotti finiti.
Quest’opera è anche uno dei testi di riferimento per lo svolgimento dello
“Special Course on Welding Imperfections for Non Destructive Testing Personnel” dell’European Welding Federation, al termine del quale l’IIS rilascia
un Diploma (Record of Achivement) dell’EWF (European Welding Federation); tale corso è stato messo a punto in sede europea, a seguito della
comune esperienza che il personale PND possiede in genere una conoscenza parziale della tecnologia e della metallurgia della saldatura e delle
relative imperfezioni.
Rispetto alla precedente edizione il testo è stato sostanzialmente arricchito di dati e soprattutto di illustrazioni, che ne fanno anche un piccolo
atlante di imperfezioni che può tornare utile a molti tecnici impegnati nell’individuazione e nel riconoscimento delle imperfezioni in cui possono
imbattersi nella loro attività quotidiana.
Indice
Divisione PRN
Maura Rodella
Lungobisagno Istria, 15
16141 GENOVA
Tel. 010 8341385
Fax 010 8367780
Email: [email protected]
www.weldinglibrary.com
www.iis.it
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8.
9.
Tecnologia della saldatura
Metallurgia della saldatura e saldabilità dei materiali metallici
Imperfezioni di saldatura
Imperfezioni da lavorazione primaria
Imperfezioni da laminazione
Imperfezioni di fucinati, getti, estrusi, trafilati da molatura
Imperfezioni da trattamento termico
Danneggiamento da esercizio
Gestione e controllo della qualità
2004, 162 pagine, Codice: 101020, Prezzo: € 57,00
Soci IIS - Membri IIS Club, Prezzo: € 45,60
Processi innovativi per il taglio di acciaio
inox e alluminio. Il processo Water Mist
Secondary (WMS)
(°)
F. Monechi *
G. Agazzi *
Sommario / Summary
L’articolo illustra la tecnologia Water Mist Secondary
(WMS) che utilizza azoto ed acqua per eseguire tagli al
plasma di alta precisione su materiali non ferrosi e che sta
prevalendo sul tradizionale processo che utilizza miscele di
argon ed idrogeno.
Fra i vari vantaggi offerti dalla tecnologia WMS vengono
presi in esame il notevole aumento della velocità di taglio, e
quindi della produttività, e la drastica riduzione del costo
orario di taglio. Il processo WMS offre inoltre parametri di
saldabilità e valenza estetica superiori sui diversi spessori e
una ridotta emissione di fumi e rumori a tutto vantaggio della
sicurezza dell’operatore.
Al notevole successo di questa tecnologia ha contribuito il
fatto che è possibile integrarla sui tradizionali bancali di
taglio al plasma senza particolari modifiche. Inoltre, il grado
di finitura del taglio, molto simile a quello del WaterJet, ha
portato diversi costruttori a lanciare sul mercato impianti con
doppia testa di taglio Plasma-WaterJet che sfruttano al meglio
le caratteristiche delle due tecnologie.
WMS technology offers many advantages and we will be
examining its marked increase in cutting speed and productivity, as well as how the process drastically reduces per-hour
cutting costs. The WMS process also offers increased weldability, an aesthetically improved appearance on many thicknesses and reduced noise and fume emissions, which results
in a safer working environment for the operator.
The fact that this technology can be easily integrated into traditional plasma cutting installations without any special
modifications has been an important factor in its success.
Another factor is the high quality of the cut surface, which is
very similar to that of water-jet cutting, and this has resulted
in many cutting table manufacturers producing systems that
integrate both plasma and water-jet cutting heads, to take
advantage of the best characteristics of both technologies.
The article outlines the benefits of Water Mist Secondary
(WMS) technology, which uses nitrogen and water for high
precision plasma cutting on non-ferrous metals, and its
advantages over traditional processes which use a mixture of
argon and hydrogen.
Keywords:
Aluminium alloys; comparisons; development; efficiency;
high; influencing factors; laser cutting; nitrogen; nonferrous
metals; plasma cutting; process parameters; speed; stainless
steels; water; water jet cutting; weldability.
(°) Memoria presentata alla Giornata di Formazione e Aggiornamento
IIS: “Recenti sviluppi delle tecnologie di saldatura e taglio” Bologna, 13 Maggio 2010.
*
Thermadyne Italia - Milano.
F. Monechi e G. Agazzi - Processi innovativi per il taglio di acciaio inox e alluminio. Il processo Water Mist Secondary (WMS)
Taglio al plasma di metalli non
ferrosi con apporto d’acqua
Il taglio di metalli non ferrosi, acciaio
inox ed alluminio in particolare, è da
sempre una sfida tecnologica avvincente.
Dipendendo dal grado di precisione e
dai costi richiesti dalla lavorazione, le
tecnologie più usate per il taglio di
questi materiali sono il plasma, il waterjet ed il laser.
Nell’ambito del taglio al plasma,
l’acciaio inossidabile di spessori medioalti viene normalmente tagliato ad
azoto, eventualmente con apporto di
miscele di argon ed idrogeno (H35/N2),
e garantisce buoni risultati qualitativi
seppur con costi di taglio relativamente
elevati.
Per spessori sottili si utilizzano aria
compressa, azoto o miscele di azoto ed
idrogeno, con alterni risultati.
La tecnologia Water Mist Secondary,
messa a punto dai laboratori di ricerca
della Thermal Dynamics, permette il
taglio al plasma di materiali non ferrosi
utilizzando azoto ed acqua.
L’utilizzo di normale acqua del rubinetto
riduce notevolmente i costi di lavorazione, permettendo di ottenere altissime
velocità ed eccelenti risultati qualitativi
su un’ampia gamma di spessori.
In genere i risultati di taglio ottenuti
sono ottimi in termini qualitativi e buoni
in termini di produttività, ma l’ingente
consumo di argon/idrogeno influisce sul
costo orario che risulta medio-alto.
Per spessori inferiori ai 5 mm il costo di
taglio viene notevolemente ridotto dall’utilizzo di gas economici (aria compressa o azoto, eventualmente miscelato
ad idrogeno).
In genere la velocità di taglio è molto
alta, ma la qualità viene compromessa o
da una eccessiva inclinazione del taglio
(con azoto e miscele varie) o da eccessiva ossidazione (nel taglio ad aria compressa).
La tecnologia WMS™ permette di ottenere velocità notevolmente superiori di
quelle del taglio plasma con gas, con
ottima qualità (taglio verticale, senza
bave e non ossidato) su una gamma di
spessori che va da pochi decimi fino a
più di 40 mm.
Inoltre, l’utilizzo di azoto ed acqua
riduce i costi di taglio al minimo in
quanto, oltre ad eliminare i costi relativi
al gas secondario, allunga notevolmente
la vita dei consumabili.
Tra gli altri vantaggi della tecnologia
WMS™ vale poi la pena di ricordare la
estrema facilità di messa a punto del processo (finestra di regolazione molto
ampia) ed il ridotto apporto termico al
materiale, che riduce la distorsione
termica e facilita la rimozione della pellicola protettiva nel taglio di materiali
sottili rivestiti.
L’acqua canalizzata nella torcia viene
nebulizzata durante il taglio e scomposta
nelle sue componenti principali.
L’idrogeno così generato forma una
atmosfera riducente nella zona di taglio,
isolandola da elementi contaminanti e
garantendo un taglio pulito, senza bave e
non ossidato.
La gran parte dell’acqua utilizzata
(da 0.3 a 0.5 l/min) viene nebulizzata
durante il processo di taglio, non richiedendo quindi l’installazione di particolari sistemi di raccolta o di smaltimento.
Comparazione con altre
tecnologie di taglio
Analizziamo ora i pro ed i contro della
tecnologia WMS nel taglio di acciaio
inossidabile, rispetto alle altre tecnologie comunemente utilizzate.
Verranno presi in considerazione principalmente i seguenti parametri:
• Qualità di taglio (taglio dritto e senza
bave, finitura e precisione).
• Velocità di taglio.
• Costo orario basato sul solo costo
vivo del taglio (elettricità, consumabili, gas, abrasivo, ecc.).
Taglio al plasma
Come accennato in precedenza, il taglio
al plasma di acciaio inox di spessori
medio-alti (da 5-6 mm in poi) viene normalmente eseguito con azoto e con l’apporto di miscele di argon ed idrogeno
(H35/N2).
Elettrodo
Azoto
Ugello
La tecnologia WMS™
Il processo di taglio Water Mist Secondary può essere applicato a qualsiasi
torcia al plasma per taglio automatico
dual-gas, previo l’utilizzo di parti di
ricambio progettate appositamente.
La stessa torcia che normalmente lavora
ad ossigeno ed aria (per esempio per il
taglio di acciaio dolce) viene infatti alimentata con azoto ed acqua per il taglio
di materiali non ferrosi.
L’azoto viene utilizzato come gas primario di taglio (gas plasma) mentre l’acqua
viene utilizzata come gas secondario
(gas di protezione).
Cappuccio
esterno
H2O
H2O
H2O
Lamiera
H2O
H2
O2
Superficie di taglio pulita e
già pronta alla saldatura
H2O
H2O
Gas Plasma
H2
Acqua nebulizzata secondaria
O2
H2O
H2 crea un’atmosfera riducente
per diminuire l’ossidazione
Figura 1 - La tecnologia Water Mist Secondary utilizza azoto ed acqua per il taglio di acciaio
inox e materiali non ferrosi.
I particolari così ottenuti sono poi stati
saldati su impianto automatico (saldatura al plasma per acciaio inox e a TIG
per alluminio).
I seguenti parametri sono stati presi in
esame:
• qualità e velocità del taglio;
• emissione dei fumi e di ossidi di
azoto;
• resistenza alla trazione ed alla piegatura dei campioni saldati;
• contenuto di atomi di azoto ed ossidazione della superficie tagliata;
• zona termicamente alterata e strato
superficiale rifuso.
Confronto velocità di taglio su acciaio inox
20 mm
15 mm
Spessore (mm)
Taglio WaterJet
Come per il taglio al laser, anche per il
taglio WaterJet è obbligatorio ricordare
l’altissimo grado di finitura e di precisione garantiti da questo processo di
taglio, non riproducibili nella gran parte
dei casi con il taglio plasma. Inoltre, un
vantaggio molto apprezzato del WaterJet
è che, non essendo un taglio termico,
non viene modificata la struttura
chimica del materiale nella zona di
taglio.
Detto questo, il taglio ad acqua è estremamente lento e abbastanza costoso,
visto il consumo di materiali abrasivi da
inserire nel flusso di taglio.
Il taglio al plasma WMS™ permette di
ottenere una finitura simile al taglio
WaterJet, con velocità di taglio di gran
lunga superiore e costi di taglio molto
limitati.
La grande produttività di questo sistema
di taglio ne fa una valida alternativa al
WaterJet, tanto che diversi costruttori
propongono impianti automatici che
affiancano alla testa waterjet una torcia
al plasma che viene utilizzata per il
taglio veloce dei contorni.
negli anni come il processo più utilizzato
per il taglio di acciaio inox ed alluminio di
spessori medio-alti (maggiori di 5 mm),
sia per la qualità del taglio che per la
ottima saldabilità dei particolari ottenuti.
In seguito alla introduzione della tecnologia WMS, i ricercatori della Thermal
Dynamics hanno analizzato in laboratorio gli effetti di diverse tecnologie di
taglio ai fini del successivo utilizzo nelle
lavorazioni di carpenteria metallica. Per
far questo hanno eseguito dei tagli campione su acciaio inossidabile ed alluminio su lamiere di spessore di 6 mm sia
con taglio meccanico (cesoiatura) che
con plasma a 100 A (WMS e H35/N2).
Taglio WMS
Laser 3500W
Laser 5000W
Waterjet 3500Bar
12 mm
10 mm
6 mm
3 mm
0
1000
2000
3000
4000
Velocità (mm/min)
Figura 2 - La velocità di taglio con processo WMS è tanto più alta tanto maggiore è lo spessore
di taglio, sia rispetto a laser di potenza elevata che rispetto al taglio con getto d’acqua.
Confronto costi orari su acciaio inox
20 mm
15 mm
Spessore (mm)
Taglio laser
Premettendo ovviamente che la precisione ed il livello di finitura ottenibili
con il taglio laser non sono normalmente
riproducibili con il taglio plasma, passiamo ad esaminare i vantaggi della tecnologia WMS™ rispetto al taglio laser.
Il taglio laser utilizza grandi potenze del
fascio ed azoto ad altissima pressione
per il taglio di acciaio inox, con conseguente lievitazione dei costi di taglio,
che risultano normalmente elevati.
Inoltre, mentre le velocità di taglio sono
molto alte su spessori sottili, in genere si
riducono significativamente appena lo
spessore da tagliare sale al di sopra dei
10-12 mm.
Il taglio WMS™ permette di sostituire il
taglio laser su quelle lavorazioni ove
non sia richiesta una precisione altissima, con aumento della produttività ed
una notevole riduzione del costo orario.
Taglio WMS
Laser 3500W
Laser 5000W
Waterjet 3500Bar
12 mm
10 mm
6 mm
3 mm
Comparazione degli effetti del
taglio plasma sul materiale ai fini
della saldatura
Il taglio al plasma con apporto di
argon/idrogeno (H35/N2) si è affermato
0
20
40
60
80
100
Costo orario (€/ora)
Figura 3 - Comparazione costi orari di taglio comprensivi di costo macchina e materiali di
consumo.
TABELLA I
Acciaio inox
H35/N2
Qualità del taglio
WMS
Alta precisione, assenza di bave, inclinazione < 2°
Velocità del taglio (m/min)
1.83
2.41
% di atomi di azoto sulla superficie
tagliata
0.6
2.3
Presenza di ossidazione superficiale
sì
sì
Zona influenzata dal calore (mm)
0.012
0
Strato superficiale rifuso (mm)
0.0625
0.005
Knoop test
nessuna differenza apprezzabile tra i processi
Resistenza alla trazione
Prova di piegamento
tutti i campioni hanno tutti i campioni hanno
passato il test
passato il test
Alluminio
H35/N2
Qualità del taglio
WMS
Alta precisione, assenza di bave, inclinazione < 2°
Velocità del taglio (m/min)
2.03
2.29
% di atomi di azoto sulla superficie
tagliata
0.8
0.4
Presenza di ossidazione superficiale
sì
sì
Zona influenzata dal calore (mm)
0.025
0.025
Strato superficiale rifuso (mm)
0.1625
0.002
Knoop test
Resistenza alla trazione
Prova di piegamento
tutti i campioni hanno
passato il test
superficie tagliata risulta maggiore
per tagli con H35/N 2 su alluminio e
m a ggi ore per tagli con WM S s u
Confronto velocità di taglio su acciaio inox
Conclusioni
(su generatori della gamma UltraCut della Thermal Dynamics)
3000
Velocità di taglio (mm/min)
I risultati dei test (riassunti nella
Tabella I) dimostrano che:
• La qualità di taglio dei 2 processi
plasma (WMS e H35/N2) è comparabile, esente da bave e con angolo di
spoglia mediamente inferiore ai 2°.
• Il taglio con WMS risulta più rapido
anche del 40%. È importante notare
che il confronto è stato fatto usando
lo stesso generatore Thermal Dynamics per i 2 processi.
• Le emissioni di fumo e di ossidi di
azoto durante il taglio sono ridotte di
un fattore 10 e di un fattore 2 rispettivamente nel caso di taglio semi-secco
rispetto ad un taglio a secco. Il taglio
c o n H 3 5 /N 2 è u n t a g l i o a s e c c o
mentre il taglio WMS può considerarsi un taglio semi-secco.
• Il contenuto in atomi di azoto della
1 campione su 6 non
ha passato il test
acciaio inox. Ambedue i processi producono una rilevante ossidazione
superficiale.
• Non ci sono differenze statisticamente apprezzabili tra i due processi
in relazione alla resistenza alla trazione.
• Ambedue i processi hanno superato
le prove di piegamento su campioni
di acciaio inox mentre 1 campione
tagliato con WMS non ha superato il
test di piegatura su alluminio.
• La zona termicamente alterata è statisticamente uguale nel taglio di alluminio mentre risulta inferiore con
WMS nel taglio di acciaio inox. Lo
strato superficiale rifuso è inferiore
nel caso di taglio con WMS.
Si può quindi affermare che:
• l’integrità dei giunti saldati viene
mantenuta indipendentemente dal
processo utilizzato nel taglio (cesoiatura, plasma WMS, plasma H35/N2);
• è consigliato un trattamento di ogni
superficie tagliata prima della saldatura per la completa conformità agli
standard di saldatura;
• il processo WMS è consigliato in
quanto:
- non compromette la saldabilità;
- fornisce tagli di precisione;
- può essere utilizzato su una più
ampia gamma di spessori;
- ha minori emissioni di fumo ed
ossidi di azoto.
La documentazione completa dei test di
laboratorio e le relative conclusioni sperimentali sono disponibili presso la
Thermal Dynamics e possono essere
fornite facendone richiesta via email
all’indirizzo:
[email protected]
+42%
H35/N2
2500
WMS
2000
+18%
+19%
1500
+16%
+12%
1000
+0%
500
0
6 @ 100A
10 @ 100A
15 @ 200A
20 @ 200A
25 @ 300A
Spessore lamiera (mm) e corrente di taglio
Figura 4 - Il grafico evidenzia la differenza di
velocità di taglio fra i processi WMS e
H35/N2 su generatori UltraCut.
32 @ 300A
La
tecnologia
Water Mist Secondary (WMS™ )
permette di contenere i costi di taglio
di materiali non
ferrosi e di migliorare le prestazioni
degli impianti di
taglio al plasma,
aumentandone la
flessibilità e allargandone il campo
0.007
0.006
Thickness [in]
0.005
Recast Layer
HAZ
0.004
0.003
0.002
0.001
0
Al
N2/H2O
Figura 5 - I test di durezza di Knoop non
hanno rilevato differenze tra i giunti dei
campioni ottenuti dalle 3 diverse tecnologie
di taglio (cesoia, plasma WMS e plasma
H35/N2).
di applicazione. In particolare il processo WMS aumenta notevolemente la
velocità di taglio su spessori medio-alti
permettendo una riduzione dei tempi di
lavorazione.
Caratteristiche del taglio WMS™:
• Materiali: inox, alluminio ed altri
metalli non ferrosi.
• Gamma spessori: da 0.5 a 45 mm.
• Qualità: taglio verticale, senza bava e
Al
H35/N2
SS
N2/H20
SS
H35/N2
Figura 6 - Il grafico mostra i risultati dei test
sulla zona di ricottura (Recast Layer) e
la zona termicamente alterata (HAZ) per i
due processi di taglio plasma e per i due
materiali trattati.
leggermente ossidato, minima distorsione termica su materiali sottili.
• Produttività: elevate velocità di
taglio.
• Costi di taglio: molto ridotti.
• Semplicità: ampia finestra di regolazione del processo.
La tecnologia WMS™ è disponibile di
serie sui generatori per taglio automatico
della gamma UltraCut da 100 a 400 A.
Figura 8 - Generatore UltraCut durante il
taglio di alluminio di 10 mm.
Franco MONECHI, dal 2006 è Vice Presidente Sales&Marketing per Europa,
Medio Oriente ed Africa della Thermadyne Industries, leader mondiale nella
produzione di impianti ed accessori per taglio plasma e saldatura. Dal 1985
al 2005 ha lavorato per la CR Electronic di Firenze, azienda specializzata
nella produzione di impianti per taglio al plasma e laser, ricoprendo vari ruoli
fra cui, dal 1995 al 2005, quello di Export Sales & Marketing Director.
Figura 7 - Esempio di taglio su acciaio inox
di 12 mm con processo WMS™. Taglio dritto
ed esente da bave.
Giovanni AGAZZI, dal 2002 è Regional Business Manager per i prodotti
Automazione della Thermadyne Industries per il Sud Europa. Dal 2002 al
2006 ha partecipato attivamente alla definizione e messa a punto della nuova
serie di generatori e torce ad alta precisione a marchio Thermal Dynamics.
Dal 1999 al 2001 impiegato presso Thermadyne Italia quale responsabile
vendite prodotti automazione. Dal 1987 al 1998 ha lavorato presso la ESAB
Saldatura quale responsabile del servizio assistenza per impianti saldatura e
taglio. Dal 1975 al 1987 impiegato presso la FBM Hudson di Milano prima
come assistente e poi come responsabile del servizio manutenzione.
“Cerchiamo di rendere migliore il vostro lavoro e la vostra vita.”
DELVIGO COMMERCIALE Supporti ceramici per la saldatura
MATAIR Forni, aspirazione e riciclaggio dei flussi
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Applications of quantitative acoustic
emission non-destructive inspection
technology for testing welded structures
and components
(°)
G. Muravin *
B. Muravin *
L. Lezvinsky *
Summary / Sommario
Increasingly severe requirements for the safety and reliability
of potentially dangerous equipment and structures stimulated
us to create and develop a new AE technology that would also
make it possible to reveal, identify and assess the danger
level of individual and interacting flaws according to fracture
mechanics criteria. We started this work at the 1980s and
created our “The Quantitative Acoustic Emission NonDestructive Inspection (QAE NDI) technology”.
These innovations made it possible to carry out pioneer
investigations and establish previously unknown dependences, phenomena and criteria.
In this paper we shall describe a number of cases of catastrophic failures, peculiarities and results of using QAE NDI
for inspection and assessment condition of welded structures,
the results of verification tests.
I sempre più severi requisiti per la sicurezza e l’affidabilità di
attrezzature e strutture potenzialmente pericolose ha stimolato la creazione e lo sviluppo di una nuova tecnologia EA
che rende anche possibile rilevare, identificare e valutare il
livello di pericolosità di difetti singoli e di difetti interagenti
(°) Memoria presentata a EUROJOIN 7 - GNS5 - Technical Session:
“ Diagnostics and NDT on welded components and structures”
Venezia Lido, 21-22 Maggio 2009.
*
Margan Physical Diagnostics Ltd. - Israel.
in accordo ai criteri della meccanica della frattura.
Questo lavoro è iniziato nel 1980 ed è stata creata la tecnologia “Quantitative Acoustic Emission Non-Destructive
Inspection” (QAE NDI).
Questa innovazione ha permesso di svolgere indagini
all’avanguardia e di conoscere correlazioni, fenomeni e principi prima sconosciuti.
In questo lavoro vengono descritti un certo numero di casi di
avvenimenti disastrosi, le caratteristiche e i risultati dell’utilizzo del QAE NDI per l’ispezione e la valutazione dello stato
delle strutture saldate in diversi settori industriali e i risultati
delle prove di verifica.
Keywords:
Acceptance; acoustic emission; chemical engineering; corrosion; cranes; defects; fracture mechanics; hydrogen embrittlement; J integral; nondestructive testing; nuclear engineering; oil industry; other NDT methods; pipelines; power
stations; pressure vessels; stress corrosion; tubes and pipes;
welded joints.
G. Muravin et al. - Applications of quantitative acoustic emission non-destructive inspection technology for testing, ecc.
rosion cracking, which is usually characterized by systems of cracks; 9% were
caused by mechanical or thermal fatigue
and 11% by water shock, dynamic load,
erosion, construction defects/errors and
unknown causes.
1. Fracture, damage and
catastrophe due to loss
control of welded high
pressure equipment and
piping
1.1 General
Damage and failures in high-pressure
equipment and in high-energy piping
have increased significantly during the
second half of the twentieth century,
despite improved construction procedures and the high quality of materials
used. The result has been a grave expansion in the number of injuries, deaths,
ecological disasters, and their social and
economic consequences. This trend is
apparent from a brief analysis of rapidly
developing industrial activities in the
world, such as chemical, refinery and
gas-treatment enterprises, conventional
and nuclear power industries, construction, and others.
1.2 Nuclear power industry
From 1960 through 2005, more then
2500 pipe failures were reported from
countries around the world including the
USA, countries of the former Soviet
Union, Europe and Asia [1, 2] amounting to a total of about 500 commercial
nuclear power stations in operation. The
information includes the number of failures per year, pipe sizes, welds and
types of failures for different reactor
systems. The sources include “only
those failures that were considered to be
safety-significant”. Many “non-significant” failures were either not reported or
not included in the database. According
to surveys done during the years 19811985 there were more than 100 unexpected stoppages in 25-30% of existing
reactors. The resulting loss of production caused financial losses of approximately 50 million US dollars for each
reactor.
Sources indicate that more than 80% of
the main failures in nuclear power
station piping were caused by stress cor-
1.3 Millions of kilometers of high
energy piping of chemical, refinery,
fossil power plants, and high
energy reactors is a cause for
alarm [3]
Our investigations and statistical analysis revealed that three or four failures
occur annually for every thousand kilometers’ length of industrial pipelines
that are seven to ten years old. The
number of breakdowns increases by a
factor of twelve in pipelines that have
been in use for more than fifteen years
[3]. The annual cost of inspecting these
pipelines is between ten and fifteen
percent of their total cost.
The main reasons for flaw development
include age related degradation of a
steel, fatigue cracks development,
reduction of wall thickness, electrochemical corrosion and erosion, different types of hydrogen embrittlement and
hydrogen induced cracking, stress corrosion cracking, etc. The last defects can
be transformed into systems of cracks,
which are unpredictable and hardly recognizable flaws by conventional, NDI
methods. More than eighty percent of all
pipeline failures are caused by defects of
this kind.
The costs of an “ordinary” pipeline
fa i l ure m ay be as much as s everal
hundred thousand dollars. However,
pipeline disasters can also be the cause
of hundreds of death and injuries.
The survey of accidents and loss of
control in the world shows that:
• Electrochemical corrosion, microand macro cracks, stress corrosion
cracking and hydrogen embrittlement
are major problems. The main failures in underground LPG pressure
vessels (80% of cases) were caused
by electrochemical corrosion and corrosion fatigue cracking. Stress corrosion cracking and hydrogen embrittlement are the main factors of failure
(80% of cases) for ammonia, hydrogen, chlorine, and special pressure
vessels.
• Ultrasound is not an effective method
for SCC and hydrogen embrittlement
detection. The chance of human error
is high and accidents sometimes
occur immediately after inspection of
structures by traditional statistical
NDT techniques.
• Flaw evaluation criteria are not sufficiently developed for assessment of
flaw danger level and remaining lifetime of pressure vessels and pressurized pipes that contain systems of
flaws, or which have undergone
stress corrosion and/or hydrogen
attack.
1.4 Cranes
Investigations [4] have shown that the
number of cases of damage in cranes
increased significantly during the
second half of the twentieth century.
Some three to four failures occur annually around the world for every thousand cranes that are seven to ten years
old. The number of breakdowns
increases by a factor of twelve in cranes
that have been in use for more than
fifteen years.
The main reasons for cranes failures
(80% of cases) are mechanical and
thermal fatigue cracking, pitting, electrochemical corrosion and corrosion
fatigue. Stress corrosion cracking, and
hydrogen induced degradation and
cracking are observed in 15% of cases.
The remaining 5% of failures are associated with steel degradation, interaction
of pores, inclusions, de-bonding of
inclusions, micro- and macro cracks
nucleation, development and interaction.
The high number of accidents, many of
which are fatal (an average of 120
peoples per year were killed in crane
accidents in the USA between 2000 and
2007 years).
The social and economical losses resulting from them has shown the need for
creating new rational methods for
inspection and evaluation of the condition of cranes to prevent catastrophic
failures and to extent the service life of
cranes.
1.5 Other applications
1. Examination of submarine shells for
revealing and assessment of flaws
(micro- and macro- cracks, SCC,
plastic deformation development,
inclusions, etc.):
- during welding process or cool
down;
- after collisions or/and fire;
- for determining allowable depth of
diving.
2. Inspection pressure vessels and
piping for revealing and assessment
flaws (micro- and macro- cracks,
SCC, hydrogen embrittlement, leaks,
plastic deformation development,
inclusions, etc.).
3. Revealing, typifying, and assessment
flaws in welded structures after fire,
and determining their chances of
repair and usage after repair.
2. Acoustic emission indications
of flaws developing in welded
high energy equipment and
structures
2.1 QAE NDI
Was created and successfully used
for revealing, classifying, and assessment flaws in operated high energy
piping of nuclear and fossil power plants
[5-10]; high pressure reactors, vessels,
and piping of chemical and refinery
plants [3, 11-13]; different civil and
military structures subjected to fires,
explosions, and other extraordinary circumstances.
Different types of cracks, corrosion
(electrochemical corrosion, pitting, corrosion-fatigue, fretting corrosion, stress
corrosion cracking, hydrogen embrittlement, coustic corrosion, etc.), creep at
different stages of development, fracturi n g a n d d e - b o n d i ng of i nc l usi ons,
systems of interacting micro-cracks,
we r e f o u n d a n d ve ri fi e d by NDI
methods and approved during metallurgical examinations. Using QAE NDI
authors examined different types of
steels in laboratory conditions, inspected
specimens and tubes with natural and
artificial flaws and created the AE data
base (“AE fingerprints”) for different
types of flaws. This information, except
patented know-how, one can find in [3].
The investigation of interdependence
between AE and mechanical characteristics of steel and the establishment of criteria of fracturing performed on specimens with fatigue cracks that had been
in operation ~ 250.000 hours and on
specimens from new steel established
that existence of creep damage decrease:
• Fracturing load approximately 2-2.5
times.
• Time to unstable crack propagation
on 10-15%.
• The mechanical energy necessary
for fatigue cracks propagation
(JIc- value) about three or four times.
• Cumulative AE energy corresponded
to JIc- value about 2-2.5 times.
It was established as well:
• The existence the linear dependence
be t w een acous tic emis s ion and
mechanical power.
• The opportunity of recognizing with
high correctness AE signals for the
most important for practical NDI
stages while J-integral values of
flaws equal 0-0.05 J/J Ic; 0.05-0.075
J/JIc, and 0.075-0.1 J/JIc.
Experiments on specimens extracted
from new and old welded pipes [6, 8]
allowed verification during metallurgical inspection the presence of inclusions,
de-bonding and fracturing hard inclusions, as well as individual slag, chain of
slag, and industrial defects in weld
joints.
2.2 Revealing stress corrosion
cracking, hydrogen embrittlement
and hydrogen induced cracking,
caustic corrosion cracking in steels
used in nuclear, chemical and
refinery plants [1-3, 5-13, 14-17]
It is known that stress corrosion cracking, hydrogen embrittlement and hydrogen induced cracking, and caustic corrosion cracking are usually characterized
as unpredictable and are not easily recogni z able by conventional N D I
methods. Due to above we have:
1. Inspected a number of welded specimens extracted from high energy
equipment and piping, pressure
vessels, reactors, fractionators, deaerators, shells and bodies in nuclear
power plants, chemical and refinery
industries.
2. Revealed, identified, and assessed the
danger level of individual and interacting flaws according to fracture
mechanics criteria, and establish:
- Interdependence between the
J-integral value of the revealed
flaw and the remaining lifetime of
tubes.
- Relevant design criteria for
acceptable J-integral values of
flaws for the specific tubes and
criteria for rejecting of tubes from
operation.
- That the main crack in a system of
micro-cracks under d y n a m i c
loading could start to propagate
earlier and faster, and for greater
lengths of time than an individual
main crack. This can lead to a significant decrease in the lifetime of
specimens and tubes, which have
been undergone stress corrosion
attack and hydrogen embrittlement.
- The optimal interval between
repeated inspections (monitoring)
of operating piping with individual defects and systems of interacting flaws.
2.3 Other applications
The authors inspected civil and military
pressure vessels, high pressure equipment and high energy piping during
hydraulic tests. Models shells of submarines and bathyscaphes were examined during hydraulic tests in external
pressure vessels.
Cranes w ere tes ted under st a b l e
and variable loads, as required by standards. In those ideal conditions (background noise was absent) indications of
micro- and macro- cracks, fatigue cracking, pitting, electrochemical corrosion,
corros ion fatigue, S CC, h y d r o g e n
embrittlement, leaks, plastic deformation development, fracturing and debonding of inclusions were found and
verified.
Examination of weld joints on the
above-mentioned equipment and structures was performed also after accidents,
fire and explosions.
In these cases, the revealing, typifying,
and assessment of flaws were performed
us ing our patented technol o g y f o r
determining the chances of shell and
equipment repair and usage after the
repair.
Our investigations of failures in different
metal structures using alternative
NDI techniques (UT, X-ray, TOFD,
metallurgical investigations, etc.)
have established that a defect can be
detected and distinguished with a reliability of not less than 85%, if the J-integral value of a flaw is less than about to
0.05 JIc under the designated operational
load.
The reliability of defect detection is
about 95%, when the stress intensity
corresponds to 0.1 JIc and more.
3. Revealing, identifying, and
assessing flaws in operating
high energy equipment and
piping
3.1 The specifics of AE signal
acquisition and treatment in high
energy piping. Determination flaw
type and assessing its danger level
[3, 6, 7, 9, 11, 16-18]
Usually authors have measured AE in
high energy equipment under two different operational regimes: the first, under
stabilized temperature and pressure; and
the second, while these characteristics
varied with time.
The measurements under stable condition enable flaws to be revealed with low
stress intensity since the background
noise is relatively stable and having
Gaussian-like distribution if AE signals
are recorded in a wide band; and Relaylike distribution in case of a narrow band
usage. Deviations from this show the
existence of several independent mechanisms of deformation. Using this property, the analysis of the AE signals flow
makes it possible to establish and segregate signals that could indicate flaw
development. This involves the following stages:
• For each AE signals’ parameter, the
average (AN) and standard deviation
(SN) of N preceding signals’ is evaluated. The value of N depends on the
specifics of the noise distribution at
the time of measurement and usually
remains constant throughout the
measurements under stable operational conditions.
• The flow of the AE signals parameters recorded during the measurements is normalized in time. From
each signals’ parameter AN plus three
SN is reduced. AE signals parameters
that have positive values after normalization are distinguishable from
the background noise and these are
the signals we are interested in.
The AE measurements under variable
load were performed when was difficult
to stabilize operational conditions or
when it was necessary to identify the
dynamic range of flaw danger levels.
The analysis of the background noise is
more sophisticated in this type of measurement. The AE signals’ flow may fluctuate significantly during the measurements.
This reduces the efficiency of the background noise evaluation. Therefore the
normalization procedure in this case
involves several additional operations:
• Autocorrelation analysis is used with
every time step to evaluate the most
suitable N value at this particular
moment.
• The least square method is applied
for more accurate evaluation of the
flows’ estimated average AN.
All the above in combination with other
additional service actions enables the
segregation of AE signals that could
contain information about flaw development or could be attributed to different
types of background noise. Out of the
potential sources of AE, we tried to identify the AE data associated with flaw
development, establish their location,
type and assess the flaw danger level.
For these reason we:
1. Carried out non-linear filtering of the
background noise.
2. Plotted the probability density graphs
of AE signals “energy-average frequency” at all of the measurement
points.
3. Calculated the ellipses of dispersion
“energy-average frequency” of AE
signals in suspected zones and compared them with AE “fingerprints” of
different flaws.
After the flaw type was established, we
determined their danger level (J/J Ic value) for the specific material. An
example of these calculations one can
find in [3].
3.2 Determination of flaw location
The reliability of the traditional AE
linear location method decreases significantly when increased quantity of
signals is recorded simultaneously at
different sensor locations. Currently
available AE systems are not designed to
handle this. Therefore, we:
• Located zones and determined the
position of flaws based on the attenuation with distance of the cumulative
AE energy, average frequency, and
amplitude.
• Selected events with energy and frequency bands specific for flaw development.
The reliability of combined methods
provided flaw location with errors of not
more than 10% of the distance between
adjacent sensors.
3.3 Criteria for acceptable flaw danger
level and rejection of equipment
and/or tubes from operation.
Interdependence between the
J-integral value of identified flaw
and the remaining lifetime of high
energy equipment and piping that
contain a system of flaws
Quantitative Acoustic Emission (QAE)
technology, physical and mathematical
models were created for the reliable and
precise evaluation of the remaining lifetime of tubes that contained single
fatigue cracks and had undergone age
related degradation, or had undergone
age related degradation and/or stress
corros ion cracking (S CC). T h e se
allowed establish:
1. The dependence of remaining lifetime on the J-integral value of the
flaw.
2. Relevant design criteria for acceptable J-integral values of flaws for the
specific tubes and criteria for rejecting tubes from operation. Particularly, the bench mark of structural
integrity transformation (the moment
of intensive local plastic deformation
development, accompanied by the
appearance of signals having characteristic indications of continuous AE)
corresponds to J > 0.1 J/JIc.
3. Whether the main crack in a system
of micro-cracks under dyn a m i c
loading could start to propagate
earlier and faster, and for a greater
length than an individual main crack.
4. An increase in the J-integral value of
a main crack and significant decrease
in the lifetime of specimens that had
undergone stress corrosion attack.
5. Increased frequency, count rate, and
standard deviation of the AE signals.
6. Tubes with individual fatigue cracks
that have a J-integral value close to or
more than 0.1 J/J Ic can be destroyed
within 0.3 N failure (the deviation of
res ults equals about 10%). T h e
remaining lifetime of tubes that had
undergone age-related degradation
and SCC is significantly lower. Laboratory experiments and failure analysis of destroyed tubes from LDPE
reactors established that the lifetime
decreased up to 15 times compared to
material in original condition. Due to
this, the rejection of a tube should be
considered if it has one or more individual flaws, or a system of flaws
with a J-integral value equal or
greater than 0.1 JIc.
4. Verification test. Revealing,
identifying, and assessing flaws
by local NDI methods and
metallurgical investigations
More than 150 operating high energy
piping were inspected and monitored
from 1999 till 2009. As a result, a significant number of flaws such as creep at
stage 3a-3b, closed-edge micro-cracks,
systems of randomly dispersed pores
and inclusions, plastic deformation
development around them, individual
micro- cracking, SCC, caustic corrosion
cracking, and hydrogen embrittlement
were revealed, identified and assessed in
different units.
The findings and flaw danger level
assessments by QAE NDI were verified
and confirmed independently by different NDI methods including time of
flight diffraction (TOFD), focused array
transducer system (FATS), magnetic
particles (MT), ultrasonic test (UT),
X-ray, replication, metallurgical investigations and others. This was done using
specific rules described earlier
[1, 2, 7, 18] and by comparing results
traditional inspections obtained before
with QAE NDI data. In all cases the
results were compared after official submission of the QAE NDI report. Some
of the case studies was described in [8,
14]. One of the most complicated cases
of verification of QAE NDI findings and
methods used for overcoming existing
difficulties during the comparison of
results were presented in [6].
5. Conclusion
1. The investigations performed using
Quantitative Acoustic Emission NonDestructive Inspection (QAE NDI)
technology, methods of fracture
mechanics, physics of solid, applied
mathematics, and metallurgical
investigations made it possible to
establish previously unknown dependences, phenomena and criteria, such
as:
- Interdependence between AE
characteristics of the revealed flaw
and its danger level (the J-integral
value).
- Criteria for acceptable flaw danger
level that would allow usage of
high energy equipment and/or
tubes in operation. Criteria for
tube or equipment rejection.
References
[1]
Muravin G., Muravin B., Lezvinsky L., Axelsson R. and Johansson L.: «Evaluation of Acoustic Emission Technology to
Locate Flaws With Small Stress Intensity, and Determine Their Type and Danger Level», 3rd International Conference on
NDE in Relation to Structural Integrity for Nuclear and Pressurized Components, Seville, Spain, 14-16 November 2001.
[2] Muravin G., Muravin B., Lezvinsky L., Axelsson R. and Johansson L.: «Evaluation of Acoustic Emission Monitoring of
Water-Cooling System of BWR Reactor», 3rd International Conference on NDE in Relation to Structural Integrity for
Nuclear and Pressurized Components, Seville, Spain. 14-16 November 2001.
[3] Muravin G.: «Inspection, Diagnostics and Monitoring of Construction Materials and Structures by The Acoustic Emission
Method», Minerva Press, London, 2000, p. 480.
[4] Muravin G., Muravin B., Lezvinsky L.: «Acoustic Emission Non-Destructive Inspection Method for Cranes, Safety and
Reliability of Welded Components in Energy and Processing Industry» Proceedings of the IIW International Conference,
10-11 July 2008, Graz, Austria, pp. 211-215.
[5] Muravin G., Finkel V., Lezvinsky L.: «The Dislocation Mechanism of Creep Development in High Pressure and High
Temperature Pipes and Possibility of Creep Revealing by Associated Acoustic Emission», Scientific Israel, ISSN: 15651533, vol 6. 2004, pp. 149-157.
[6] Muravin G., Muravin B., Starosvetsky D. and Lezvinsky L.: «Revealing, Identifying and Assessing Flaws in Operating
Equipment by the Acoustic Emission Image Recognition Method under Strong Background Noise Condition», Scientific
Israel-Technological Advantages, Issues 3-4, Vol. 6, 2004, pp. 99-117.
[7] Muravin B., Turkel E., Muravin G.: «Evaluation of the Use of Acoustic Emission Technology to Reveal Flaws With Small
Stress Intensity in High Energy Piping and to Determine Their Type and Danger Level», Progress in Acoustic Emission XI.
Proceedings of the 16th International Acoustic Emission Symposium, Tokushima, Japan, 12-15 November 2002,
pp. 245-252.
[8] Muravin B., Muravin G., Kravetz G. and Duchin Y.: «Quantitative Acoustic Emission Experience in Power Industry», The
18th International Acoustic Emission Symposium, The Japanese Society for Non-Destructive inspection, ISBN 4-93101808-8, Aoyama Gakuin University Japan, 25-26, July 2006, pp. 183-193.
[9] Muravin B., Muravin G. and Lezvinsky L.: «Evaluating the Remaining Lifetime of Tubes Undergone Stress Corrosion
Cracking by Quantitative Acoustic Emission Non-Destructive and Numerical Methods», Scientific Israel-Technological
Advantages, Issues 3-4, Vol. 6, 2004, pp. 161-170.
[10] Muravin G., Muravin B. and Lezvinsky L.: «Revealing, Identifying, Assessing and Monitoring Flaws in Water Cooling
System of Operating BWR Reactors by Quantitative Acoustic Emission Method», OPE - International Conference & Exhibition on Pressure Vessels and Piping, February 7-9, 2006, Chennai, India, B 7-3 (I), pp. 1-13.
➠ segue
- Interdependence between the
J-integral value of the revealed
flaw and the remaining lifetime of
high energy equipment and piping
that contain a system of inclusions, micro-cracks, or had undergone stress corrosion cracking
(SCC), coustic corrosion attack
and/or hydrogen embrittlement.
- The optimal interval between
repeated inspections (monitoring)
of the equipment together with the
time of analysis and decision.
2. As results of using QAE NDI technology for inspection and assessment
condition of welded high energy
equipment and piping, pressure
vessels, reactors, fractionators, deaerators, shells and bodies and other
structures in fossil and nuclear power
plants, chemical and refinery industry, metal bridges, cranes, ships were
prevented accidents, failures and
catastrophes due to loss control, great
social and economical losses.
Prof. Dr. Gregory MURAVIN, specialist in the area of Non-Destructive
Inspection, fracture mechanics (Dr. Sci 1986), solid-state physics (Phd 1973)
have developed advanced acoustic emission methods for revealing,
classifying, and assessment flaws in different structures. These methods
enabled him to inspect personally the biggest bridges in Europe, metro
stations, tunnels, plants, foundations of nuclear power stations, buildings in
landslide conditions, various civil and military structures subjected to fires,
explosions, and other extraordinary influences. Methodologies developed by
Prof. Muravin open also new, unique possibilities for the development and
manufacture of new types of composite materials and concrete with
predetermined qualities. Prof. G. Muravin has elaborated Quantitative
Acoustic Emission Non-Destructive Inspection that has been used
successfully for inspection in service high energy piping of nuclear and fossil
power plants, high pressure piping and reactors of chemical and refinery
plants. Prof. Muravin have published book “Inspection, Diagnostics and
Monitoring of Construction Materials and Structures by The Acoustic
Emission Method’’, Minerva Press London, 2000, 478 p. and above 300
articles in scientific magazines in the USSR, USA, Japan, Germany, Sweeden,
France, Belgium, Spain and other countries, where he took part in
international conferences and lectured. He has 30 inventions.
[11] Muravin G., Muravin B., Adams C.W. and Lezvinsky L.: «Evaluating the Remaining Lifetime of Tubes Undergone Age
Related Degradation and Stress Corrosion Cracking by Quantitative Acoustic Emission NDI and Numerical Method», 8th
International Conference on Operating Pressure Equipment, April, 2005, Melbourne, Australia, pp. 20-30.
[12] Muravin G., Muravin B., Lezvinsky L.: «Assessment Structural Integrity of Operated High Energy Equipment and Piping
of Fossil, Nuclear, Chemical and Refinery Plants by Quantitative Acoustic Emission Non Destructive Inspection Method»,
Proceeding of the Ninth International Conference on Engineering Structural Integrity Assessment. At Beihang University
Conference Centre, Beijing, PRC, 15-19 October 2007. EMAS Publishing, pp. 646-649.
[13] Muravin G., Muravin B., Kralj S., Garasic G. and Vrucinic G.: «Investigation of Weld Joints of LPG Pressure Vessel Made
From A516 Grade 70 Steel», 60th Annual Assembly and International Conference, July 1-8, 2007, Dubrovnik & Cavtat,
Croatia, Proceeding of the IIW International Conference WELDING @ MATERIALS TECHNICAL, ECONOMIC AND
ECOLOGICAL ASPECTS, pp. 465-474.
[14] Muravin G., Muravin B., Lezvinsky L. and Tolksdorf E.: «Revealing and Assessment Age Related Degradation and Industrial Flaws in High Energy Piping and Headers of Fossil Power Plants by Quantitative Acoustic Emission Non-Destructive
Method», OPE - International Conference & Exhibition on Pressure Vessels and Piping, February 7-9, 2006, Chennai,
India, B 7-8, pp. 1-15.
[15] Muravin G., Muravin B. and Lezvinsky L.: «Inspection of De-aerators by the Quantitative Acoustic Emission Method»,
The 17th International Acoustic Emission Symposium, November 9-12, 2004, Tokyo Metropolitan University, Tokyo,
Japan, pp. 147-154.
[16] Muravin G., Muravin B. and Lezvinsky L.: «Evaluation of Acoustic Emission Technology to Locate Flaws in Glass-Lined
Equipment and Determine their Type and Danger Level», The 17th International Acoustic Emission Symposium, November 9-12, 2004, Tokyo Metropolitan University, Tokyo, Japan, pp. 155-162.
[17] Muravin G., Adams C., Muravin B. and Lezvinsky L.: «Revealing Systems of Flaws in High Pressure Reactors Operating
under Dynamic Pulse Loading», Proceedings of SPIE - Noise and Information in Nanoelectronics, Sensors and Standards
II, May 26-28, 2004, Maspalomas, Gran Canaria, Spain, pp. 409-419.
[18] Muravin G., Adams C., Muravin B., Turkel E. and Lezvinsky L.: «Quantitative Acoustic Emission NDI for Analyzing
Dynamic Fracture», 16th World Conference of Nondestructive Testing, August 30-September 3, 2004, Montreal, Canada.
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International Institute of Welding
Fa t i g u e d e s i g n o f w e l d e d
c o m p o n e n t s o f ra i l wa y
vehic les - Influence of
m a n u fa c t u r i n g c o n d i t i o n s
a n d w e l d q u a l i t y ( °)
M. Kassner *
M. Küppers **
C.M. Sonsino **
G. Bieker ***
C. Moser ****
Summary
1. Introduction
For the design of railway vehicles, there
are different standards and guidelines.
The primary standards are DIN EN
12663 [1], for the evaluation of car body,
and DIN EN 13749 [2], for the evaluation of bogie frame. These standards
co n ta in lo a d a s sum pt i ons for t he
strength evaluation and requirements for
the fatigue design of welded components, but no fatigue strength values.
These values are presented in special
guidelines for application in railway
vehicles, e.g. in the German guideline,
DVS 1612 [3] and in the international
(°) Doc. IIW-2116-10 (ex-doc. XIII-2267-09/
XV-1313-09), recommended for publication by
Commission XIII “Fatigue of Welded
Components and Structures” and by
Commission XV “Design, Analysis and
Fabrication of Welded Structures”.
*
ALSTOM Transport Germany GmbH - Salzgitter
(Germany).
** Fraunhofer Institute for Structural Durability and
System Reliability LBF - Darmstadt (Germany).
*** Bombardier Transportation - Siegen (Germany).
**** Siemens Transportation Systems - Graz
(Austria).
The weld quality has a significant influence on the fatigue strength of welded
joints and components. In the industrial field, there are different manufacturing
conditions and as a consequence of this, the weld quality can vary considerably.
Therefore, fatigue tests of different joint types were performed, analysing the
influence of manufacturing conditions and of weld quality on the fatigue strength
of welded components of railway vehicles. For these fatigue tests, typical welded
joints with the significantly different notch effect were selected, i.e. butt weld
specimens with relatively low notch effect and cruciform joints with relatively
high notch effect.These specimens were made under typical industrial conditions
by three different companies from the railway industry (Bombardier, Siemens,
and ALSTOM).Thus, they represented the weld quality level of this industrial field.
Prior to the fatigue testing of these specimens, the weld quality was checked in
accordance with the criteria of the DIN EN 15085, which is based upon the
general weld quality standard DIN EN ISO 5817. On the basis of the result of
this weld quality inspection, most specimens have the quality level B relating to
DIN EN ISO 5817.The fatigue tests under axial loading show a significantly
higher fatigue strength level for the nominal approach in comparison with IIW
Recommendations. However, the determined fatigue stress range of both joint
types investigated is conservative, in comparison with the allowable fatigue
strength of the actual guidelines or standards applied in the railway industry. For
both joint types investigated the relevant notch stress range was determined
based on the results for nominal fatigue strength.The fatigue strength differences
between the notch stress range of the test results and the notch fatigue
resistance of the IIW Recommendations are significantly less than the
differences in the nominal strength comparison.The determined nominal fatigue
strength values of the investigated welded joints correspond to the weld quality
level B, as defined by DIN EN ISO 5817, and additionally, to the requirement of
angular distortion ≤ 1°. Furthermore, the determined nominal fatigue strength
values of the cruciform joints is related to the throat thickness ≥ 0.75 × plate
thickness and to the root face length ≤ 0.75 × plate thickness. In summary,
this investigation shows the fatigue strength potential for welded components in
the field of the railway industry.The results provide useful information for the
economical and safe fatigue design of welded components, depending on the
manufacturing conditions and the real weld quality.
KEYWORDS: Fatigue strength; Fatigue tests; Imperfect shape; Notch effect;
Quality; Quality control; Railways; Reference lists; Steels; Stress analysis;Welded
joints.
M. Kassner et al. - Fatigue design of welded components of railway vehicles - Influence of manufacturing conditions and weld quality
UIC guidelines, ERRI B12 / RP17 and
RP 60 [4, 5].
The fatigue strength level of these guidelines is quite different from the fatigue
strength contained in the IIW Recommendations [6], Eurocode 3 [7] or
German FKM-Guideline [8]. There are
various reasons for this fatigue strength
difference, i.e. the consideration of mean
and residual stresses [9, 10], of the thickness influence and of the weld quality.
An important influence on the fatigue
strength of welded joints is the realized
weld quality, which depends on manufacturing conditions. Of prime importance is the weld geometry, for example,
the misalignment, the weld toe and the
weld root geometry (rootside drop-thru).
In the railway vehicle industry, manufacturing conditions correspond to good
workmanship with respect to shop fabrication. An open question is the influence
on the fatigue strength of such welded
components, especially relating to the
fatigue strength level in the IIW Recommendations.
In order to clarify this subject, special
fatigue tests were carried out with different welded specimens made by several
railway vehicle manufacturers of bogies
(Bombardier, Siemens, and ALSTOM).
For these fatigue tests, specimens of
typical welded joints with significantly
different notch effect were selected, i.e.
butt weld specimens with relatively low
notch effect and cruciform joints with
relatively high notch effect.
These specimens were made under
typical industrial conditions so that they
represented the weld quality level of this
industrial field. Before the fatigue
testing of these specimens, the weld
quality was checked on the basis of the
criteria of DIN EN 15085 [11], which
are based on the general weld quality
standard DIN EN ISO 5817 [12].
2. Investigation and results
2.1 Welded specimens
The shape and size of the investigated
welded specimens are presented in
Figures 1 and 2. The material for both of
these specimen types is the normal
structural steel S355J2 (1.0577), with
the yield strength of 355 N/mm² and the
ultimate tensile strength of 520 N/mm²,
according to DIN EN 10025-2 [13]. The
thickness of the specimens is the mean
structural thickness for bogie frames
(t = 10 mm). The fabrication of the
investigated specimens was carried out
under normal conditions for the railway
vehicle industry. All specimens were
manually welded with the metal active
gas process. Table 1 contains details of
the welding process. The parameters of
the welding process were documented.
The specimens were made by the cutting
of long, welded plates. Therefore, the
residual stresses are very low and the
fatigue strength of the specimens is
dependent on the mean stress.
The butt welds were welded with two
weld passes and on temporary backing
by 2 manufacturers (single V-butt joint)
and, from both sides of the plate, by one
manufacturer (double V-butt joint). The
cruciform joints were produced with 4
fillet welds with a single pass. The throat
thickness of the fillet welds was specified as a = 5 mm in order to obtain the
same thickness for weld seam and plate
cross-section. However, all manufacturers have realized a significantly higher
throat thickness for the fillet welds (as
presented in Table 2 and Figure 3) which
contain the metallographic sample of a
cruciform joint specimen. The throat
thickness was determined by metallographic samples. Therefore, the determined throat thicknesses include the
degree of welded penetration. The nonwelded inner gap of these specimens is
named the root face length g (also
referred to as root gap, see 3.2.2). The
values of Table 2 are mean values.
Hence, direct conclusions to single test
results are conditionally possible.
2.2 Inspection of weld quality
For railway applications, the relevant
criteria of weld quality are given in DIN
EN 15085 [11], which is based on the
general weld quality standard DIN EN
ISO 5817 [12]. This means that DIN EN
15085 [11] and DIN EN ISO 5817 [12]
contain identical limits for weld quality
criteria in relation to weld quality levels.
The weld quality inspection was carried
out by the Institute of Welding of Technical University Braunschweig, referring to the criteria of DIN EN ISO 5817
[12] and, in addition, to the angular distortion which is reported in [14]. This
inspection included:
600
60
100
100
0
Figure 1 - Butt joint specimen.
R8
Thickness tnom = 10 mm
Full penetration butt-weld/
butt-weld with backside layer
Load carrying
cruciform joint
40
600
10
Thickness tnom = 10 mm
10
100
Figure 2 - Cruciform joint specimen.
Table 1 - Filler metal and shielding gas for the fabrication of specimens.
Filler metal
Shielding gas
Manufacturer A
Manufacturer B
Manufacturer C
EN 440-G46 4M G4Si1
EN 440-G4Si1
EN 440-G 42 4 MGO
EN 439-M21
EN 439-M21
EN 439-M21
Table 2 - Mean values of weld throat thickness and root face length of cruciform joint specimens.
Manufacturer A
Manufacturer B
Manufacturer C
Throat thickness of fillet weld a [mm]
6.8
7.2
7.6
Root face length g [mm]
8.6
7.1
7.7
• visual inspection of all specimens,
• liquid penetration test,
• radiographic examination of butt
joints,
• surface inspection of cruciform joints
and
• measurement of weld contour by
laser triangulation of the specimens.
The details which follow outline the
results of these quality controls:
• Butt welds
- we l d t o e a n g l e ≥ 1 5 0 ° ( a n g l e
between the plane surface and a
plane tangential to the weld run
surface at the toe of the weld,
according to imperfection No.
1.12 in DIN EN ISO 5817)
- misalignment ≤ 0.1 × t
- angular distortion ≤ 1°
- porosity ≤ 2 %; max. ≤ 0.2 × t
- clustered porosity ≤ 4 %;
max. ≤ 0.2 × t
- outer transition radius ≥ 1.0 mm
- no continuous undercut or lack of
fusion (results of visual inspection
and liquid penetration test)
- sh o r t i n t e r m i t t e n t u n d e r c u t
≤ 0.05 × t (accuracy of measurement ≤ 0.1-0.2 mm)
• Cruciform joints
- misalignment ≤ 0.1 × t
- angular distortion ≤ 1°
- determination of throat thickness
a > 5 mm
- outer transition radius ≥ 0.7 mm
- no continuous undercut or lack of
fusion (results of visual inspection
and liquid penetration test)
- sh o r t i n t e r m i t t e n t u n d e r c u t
≤ 0.05 × t (accuracy of measurement ≤ 0.1-0.2 mm).
The summarized results of these quality
controls are:
• most of the specimens ➝ quality
level B according to DIN EN ISO
5817
• some butt joints ➝ quality level C
(weld toe angle)
• some cruciform joints ➝ quality level
C (misalignment, angular distortion)
• for both specimen types ➝ small,
exceeding the limit for quality level B.
The butt welds with quality level C
(4 specimens) deviate only marginally in
the weld toe angle (148°) from the limit
of quality level B (150°) of DIN EN ISO
5817.
The quality level C of the cruciform
joints (8 specimens) is related to weld
toe angle, misalignment and angular distortion. The deviation of these imperfections is not more than 15%. In summary,
the main quality level of the investigated
specimens is B, as defined by DIN EN
ISO 5817.
In addition, it is interesting to compare
these quality results with the weld
clas s es of the new Volvo St a n d a r d
[15, 16] because in this standard, the
quality criteria correlate better with
fatigue strength than in DIN EN ISO
5817. All investigated specimens corre-
spond to the normal
quality for the fatigue
strength of this stand a r d ( w e ld c la s s
VD). For some criteria, the high quality
level is even fulfilled.
Furthermore, additional metallographic
investigations and
hardness measurements show a typical
metallurgical state
f o r s u c h ty p e s o f
welded joints and no
noticeable problems.
2.3 Fatigue tests
The fatigue tests
were carried out by
Fraunhofer Institute
for Structural Durab i l i t y a n d S y s te m
R e l i a b i l i t y L B F,
Darmstadt, and are presented in [17].
These tests were executed under the following conditions:
• per joint type, 3 × 9 specimens were
tested by axial loading with constant
amplitude and with stress ratio R = 0,
• the failure criterion of fatigue
strength was the rupture of the specimen,
• N = 10 7 c y c le s o f t e st s we re t he
maximum. Thereafter, unbroken
Figure 3 - Metallographic sample of
cruciform joint specimen.
specimens were tested with higher
load amplitude.
The test results are shown in Figures 4 to
7 and in Table 3. These results are based
on the evaluation of all fatigue tests per
joint type.
For the butt welds, the slope of the S-N
curve as k = 4.4 is the mean value of the
slopes which was determined by an individual evaluation of the specimens per
manufacturer. This process corresponds
Figure 4 - S-N curves of the investigated butt weld specimens.
to the general experiences for the test
evaluation of fatigue tests with the relative flat slope of the S-N curve. Whereas
for the cruciform joints, the slope of the
S-N curve was calculated as k = 3.5 and
the standard deviation of the slope as
s = ±0.1449, based on all specimens of
this joint type.
Figures 4 to 7 also contain information
about the position of crack initiation.
The failure of the butt weld specimens
started on the weld toe, whereas, for
most cruciform joints, crack initiation
was on the weld root. Depending on the
crack initiation position, the fatigue
strength amplitude was calculated:
• for butt welds - in relation to plate
cross-section and
• for cruciform joints - in relation to the
cross-section of fillet welds.
The S-N curves of both joint types were
determined by the following assumptions:
• slope before knee point was derived
from test results,
• slope after knee point: k* = 22 in
accordance with [6],
• position of knee point was derived
from test results,
2 x 106 cycles for butt joints
1 x 107 cycles for cruciform joints.
Moreover, for both joint types, a scatter
band T σ = 1:1.50 was assumed which
corresponds to a standard deviation
s = 0.069. The IIW Recommendations
contain the same scatter band for welded
Figure 5 - Evaluation of the test results and comparison with relevant S-N curves in accordance with IIW Recommendations [6] for butt weld
specimens.
Figure 6 - S-N curves of investigated cruciform joint specimens.
joints. A regression analysis of all cruciform joints shows a smaller scatter band
(Tσ = 1:1.26 with the standard deviation
s = 0.036). By a separate analysis relating to specimens of every manufacturer
the S-N curves of the survival probability Ps = 50 % are different, but they are
inside the scatter band T σ = 1:1.50. In
Figure 4, for the evaluation of butt
joints, a manufacturer’s influence can be
seen, but the results of all butt weld
specimens are inside the scatter band
Tσ = 1:1.50.
For the comparison of the test results
with the IIW Recommendations, it is
necessary to determine the nominal
stress range Δσ n in accordance with
[6, 18], related to the following criteria:
• survival probability Ps = 97.7%
• stress ratio R = 0.5
• N = 2 x 106 cycles.
Table 3 - Fatigue test results of investigated specimens - Stress range Δσn related to N = 2 x 106.
Weld type
Butt weld
Cruciform joint
Determined stress range Δσn related to N = 2 x 10 cycles,
R = 0 and Ps = 50%
173 N/mm²
69 N/mm²
R = 0.5 and Ps = 50%
(Δσn(R = 0.5) = 1/f2 x Δσn(R = 0) with f2 = 1.1 according to Figure 8)
158 N/mm²
63 N/mm²
R = 0.5 and Ps = 97.7%
115 N/mm²
50 N/mm²
6
Figure 7 - Evaluation of the test results and comparison with relevant S-N curves in accordance with IIW Recommendations [6] for cruciform joint
specimens.
The result of this determination is presented in Table 3 and in Figures 5 and 7.
The stress range Δσ n (R = 0.5) for the
stress ratio R = 0.5 was determined with
the information in Figure 8. Therein, M1
and M2 are the mean stress sensitivities,
which describe the decrease of stress
amplitude σa dependent on mean stress
σm (for example:σa = σa(R = -1.0) - M1 x σm
for -1 ≤ R ≤ 0).
The diagram in Figure 8 is valid for
welded structures with a low residual
stress state, which are dependent on
mean stress.
According to Chapter 2.1, the investigated specimens have low residual stress
state. This corresponds to experience
and knowledge about the fatigue testing
of such specimens (small-scale specimens). In addition, during the fatigue
tests, the low residual stresses are
reduced due to the loading.
3. Analysis of test results and
conclusions
3.1 Comparison of test results with
relevant standards and
recommendations for fatigue
design
Firstly, the test results are compared
with the corresponding fatigue strength
of the IIW Recommendations [6]. In this
comparison, the FAT class, as defined in
the older version of IIW Recommendations [19], is also included, which contains higher fatigue strength for the
analysed welded joints. In Table 4, the
various fatigue strength values are presented. The fatigue strength values of
the investigated joints are significantly
higher than the strength level of the
current version of the IIW Recommendations [6]. This strength difference is
less when compared with the older
version of the IIW Recommendations
[19]. This is an indicator of the influence
of manufacturing conditions, with a
better weld quality and a higher strength
level. This is especially valid for controlled welded production (shop fabrication), present in the railway industry
with the application of DIN EN 15085
[11].
For the fatigue strength difference of
cruciform joints, a possible explanation
is the consideration of realized throat
thickness, which has an important influencing factor on fatigue strength. In the
IIW Recommendations [6], the FAT 36
is not dependent on throat thickness. In
the normal industrial fabrication of this
weld joint type, a ratio of a/t = 0.5 is
usually required, for example, in the
railway industry, following the guidance
of the relevant standard, DIN EN 15085.
In that case, there is significantly higher
(St: welded joints of steel, Al: welded joints of aluminium alloy, Mg: welded joints of magnesium).
Figure 8 - Mean stress dependence of fatigue strength of welded joints in accordance with [18].
fatigue strength. Because the fatigue
strength level of the IIW Recommendations [6] is identical to those in
E ur o c o d e 3 [ 7 ] a nd t he Ge rm a n
FKM-Guideline [8], the comparison in
Table 4 was created.
Table 5 contains the comparison of the
test results with the German guideline
DVS 1612 [3] and International guideline of railway application ERRI B 12
RP 60 [5] and the German standard DIN
15018 [20], applied in the railway industry for fatigue design of welded joints.
This comparison is carried out for the
stress ratio R = 0 because, in some
guidelines, the maximum fatigue
strength for R = 0.5 is limited.
In Table 5, the fatigue strength values
correspond to the allowable fatigue
strength of the various guidelines or
standards. For these strength values, the
reference basis is quite different.
Other than the mentioned base of fatigue
strength, further aspects are to be considered for this comparison.
In ERRI B 12 RP 60, the fatigue strength
values for bogie frames are related to an
evaluation point close to the weld toe
(distance ≤ 10 mm).
Therefore, these are local strength
values (near the structural stress), higher
than the relevant, nominal, permissible
stresses for these welded joints.
F u r t h e r, i t i s t o b e c o n s i d e r e d t h a t
welded joints of railway structures are
evaluated with the maximum amplitude
of all relevant loads against the
endurance limit. Thus, the load assumptions included are higher than the loads
in the normal service of these welded
s tructures . This is one of t h e m a i n
reasons why the application of DVS
1612 [3] and ERRI B 12 R P 6 0 [ 5 ]
ens ures s afe w elded s truc t u r e s o f
railway vehicles.
These numerous factors can explain to a
considerable extent the difference of
strength level in the various guidelines.
After comparison with the endurance
limits of these guidelines, the strength
level of the test results is not higher than
in the respective guidelines or standards.
In summary, the test results are sufficiently conservative in comparison with
Table 4 - Results of fatigue tests in comparison with IIW Recommendations [6] - Δσ in N/mm².
Results
FAT class
Enhancement factor between fatigue tests
of fatigue tests
of
IIW
Recommendations
and IIW Recommendations
(a)
Δσ [N/mm²]
90 (b)
Butt weld
Cruciform joints
(a)
(b)
(c)
(d)
(e)
(f)
115
50
100
(c)
1.28
1.15
70
(d)
1.64
36
(e)
1.39
45
(f)
1.11
Related to survival probability Ps = 97.7%; stress ratio R = 0.5 and 2 Mill. cycles in accordance with [6].
Weld reinforcement < 10% of plate thickness, misalignment < 5% of plate thickness, NDT; in accordance with [6].
Weld toe angle ≥ 150° (equivalent to weld reinforcement < 10% of plate thickness), NDT; in accordance with the old version of IIW Recommendations [19].
Welded from one side without backing bar, misalignment < 10% of plate thickness, full penetration, root checked by appropriate NDT; in accordance with [6].
Relevant FAT class as defined in the current version of IIW Recommendations [6].
Relevant FAT class as defined in the old version of IIW Recommendations [19].
Table 5 - Stress range of fatigue tests in comparison with the fatigue values of several relevant guidelines for railway application
related to the stress ratio R = 0 – Δσ in N/mm².
ERRI B 12 RP 60 - Version B [5]
Standard,
guideline
Results of
fatigue tests
DVS 1612 [3]
Base
of fatigue
strength
values
Survival
probability
Ps = 97.7%
2 x 106 cycles
Survival
probability
Ps = 99.5%
2 x 106 cycles
Butt weld
126
156 (C-) (a)
128 (E1) (b)
158
178
90
Cruciform
joints
55
80 (F1) (c)
46 (F2) (d)
82
118
66
DIN 15018 [20]
Bogie frame
Survival probability Ps = 99.5%,
107 cycles
as-welded state
(a)
(b)
(c)
(d)
Weld toe angle > 150°.
Related to weld toe.
(e) With 10 % NDT and welded from both sides.
the guidelines actually applied in the
railway industry.
In conclusion, for railway application,
the determined nominal fatigue strength
of the investigated welded joints is
related to the following weld quality criteria:
• weld quality level B related to DIN
EN ISO 5817 [12]
• angular distortion ≤ 1°
• for cruciform joints or T-joints
- throat thickness ≥ 0.75 × plate
thickness
- root face length (root gap) ≤ 0.75
× plate thickness.
3.2 Fatigue stress determination on the
basis of the effective notch stress
approach and comparison with
IIW Recommendations
For the evaluation of the determined
fatigue strength, a notch stress analysis
is useful, because the influence of the
weld geometry can be better estimated
(e.g. weld toe angle, weld reinforcement
and throat thickness). For both types of
investigated welded joints, the stress
concentration factor is calculated by
parametric formulae. The following
comparison with the effective notch
fatigue resistance of the IIW Recommendations [6] gives more details about
the strength differences for the results of
the investigated specimens. In the IIW
Recommendations, the fatigue resista n c e f o r t h e e ff e c t i v e n o t c h s t r e s s
approach is related to the replacement of
the weld toe and weld root by the notch
radius equal to 1 mm.
Car body
(f)
thermal stress
relief
R≥0
Survival
probability
Ps = 90%
safety factor: 1.33
2 x 106 cycles
125 (e)
75 (f)
40
Weld toe angle ≤ 150°.
Related to weld root.
Without NDT.
3.2.1 Butt weld
The stress concentration factor for the
weld toe of the butt weld can be calculated using several formulae. In [21],
there is the following formula for the
determination of this factor:
(1)
where
θ is the weld toe angle (angle between
the plane surface and a plane tangential to the weld run surface at the toe
of seam, see also Chapter 2.2);
r is the notch radius of the weld toe
Parameter P 0 = 0.728; P 1 = 0.932;
P2 = 0.382.
This formula is applied in connection
with the effective notch stress approach
according to [6]. This approach refers to
typical welded joints in industrial practice (butt welds and other) and supplies
sufficient conservative results for the
fatigue strength evaluation of welded
joints (see [22, 23]). With this approach,
it is impossible to consider the influence
of the real variable weld toe radii on the
fatigue resistance of welded joints,
because the effective fatigue notch
resistance is connected with the assumption of the notch radius r = 1 mm for the
weld toe or weld root in calculation
model.
With the parameters of the investigated
butt weld specimens
• the plate thickness t = 10 mm and
• the weld toe angle ≥ 150° for most
specimens (equal to the requirement
for the quality level B as defined in
DIN EN ISO 5817 [12])
• notch radius r = 1 mm according to
effective notch stress approach in [6]
this formula delivers the stress concentration factor K t = 1.93. In accordance
with the formula in [22], the stress
concentration factor for the weld toe is
Kt = 1.85. This result is close to the first
calculation.
By the multiplication of this stress
concentration factor with the determined
nominal strength for the butt weld
(Δσ n = 115 N/mm²), the notch stress
strength can be calculated for comparison with the effective notch fatigue
resistance, as defined in the IIW Recommendations [6], which is FAT 225 relating to a reference effective notch radius
equal to 1 mm, replacing weld toe and
weld root notch. The results of this
determination are contained in Table 6.
The application of the effective notch
stress approach requires the separate
consideration of stress magnification
due to the misalignment of welded
joints. This means that the effective
notch fatigue resistance of the IIW Recommendations does not include this
effect, in contrast to the results of the
investigated specimens. For the consideration of the misalignment effect, the
IIW Recommendations [6] (Chapter
3.8.2, Table 3.8-2) contain the magnification factor k m = 1.1 relating to butt
joints made in the shop in a flat position
for effective notch stress assessment. By
the multiplication of the effective notch
fatigue resistance of the test results with
this factor km, the base is determined for
the comparison with the notch fatigue
resistance of the IIW Recommendations,
as contained in Table 6. The relationship
between the effective notch fatigue
resistance, based on the test results and
o n th e I I W R e c o m m e nda t i ons [6],
shows a significantly smaller strength
difference than for the equivalent comparison between the nominal fatigue
strengths (Table 4).
3.2.2 Cruciform joint
For this welded joint type, there are also
different formulae determining the relevant stress concentration factor related
t o w e ld e d to e a n d we l de d root . As
defined in these formulae, the stress concentration factor Kt is dependent on the
throat thickness a, root face length g and
plate thickness t (Figure 9). In accordance with [22], this factor can be calculated for welded root with
(2)
With the parameters of the investigated
cruciform joint specimens
• the plate thickness t = 10 mm and
• throat thickness a = 7.2 mm (mean
value of all specimens)
• root face length g = 7.1 mm (mean
value of all specimens)
• notch radius ρ = 1 mm according to
effective notch stress approach in [6]
this formula produces the stress concentration factor Kt = 2.96.
By u s in g [ 2 1 ] , t hi s fa c t or c a n be
calculated with nearly the same result as
Kt = 3.05.
The applicability of the formula in [22]
is confirmed by [23] whereby, for a
comparable cruciform joint (t = 12 mm,
a = 5 mm), several Finite Element calculation results (mean value Kt = 5.61) are
compared with the determination of the
stress concentration factor according to
[22] (Kt = 5.45).
Analogous to the notch analysis of the
butt weld, the notch fatigue resistance
can be determined for the test results of
the cruciform joints and compared with
the relevant notch fatigue resistance
according to the IIW Recommendations
[6]. The test results of the cruciform
joints are nominal fatigue strength
values related to the throat cross-section.
But the stress concentration factor K t
after [21] or [22] is related to plate crosssection. For the notch stress determination of the cruciform joints, the relevant
nominal stresses are to be calculated as
follows:
• Ratio between throat and plate crosssection:
2 × a/tplate = 2 × 7.2/10 = 1.42
• Nominal fatigue strength of test
results related to:
throat cross-section ➝ 50 N/mm²
(see Table 4)
plate cross-section ➝ 50 × 1.42 =
71 N/mm².
The results of the notch stress determination are shown in Table 7. In this
table, the misalignment of cruciform
joint is additionally considered. According to the IIW Recommendations [6]
(Chapter 3.8.2, Table 3.8-2), for this
joint type, the misalignment effect
is allowed with the magnification factor
km = 1.05 for the notch stress assessment
in the case of root crack initiation. The
multiplication of the effective notch
fatigue resistance of the test results with
this factor k m supplies the base for the
comparison with the effective notch
fatigue resistance of the IIW Recommendations [6]. This comparison of the
effective notch fatigue resistance is represented in Table 7. For the cruciform
joint, the difference between this effective notch fatigue resistances, based on
the test results and on the IIW Recommendations, is also considerably smaller
than the equivalent comparison based on
nominal fatigue strength (Table 4).
3.2.3 Conclusion of the notch stress
determination
For both of the weld types investigated,
the fatigue strength differences between
the notch stress range of the test results
and the effective notch fatigue resistance
of the IIW Recommendations are significantly smaller than the differences in
the nominal strength comparison. At
first, this confirms the applicability of
the effective notch stress approach for
the welded joints investigated. Indirectly, the smaller difference of the
notch stress comparison shows that the
determined nominal strength values are
apparently realistic. The effective notch
stress determination is based on the
nominal stress results of these joint
types.
Moreover, the notch stress determination shows the importance of the consideration of the real weld geometry, which
can also explain the nominal fatigue
Table 6 - Comparison of calculated notch stress based on test results and effective notch fatigue resistance as defined by [6] for the
butt weld.
Notch fatigue
Relationship
Notch fatigue
Nominal
resistance
between
Effective
resistance based
fatigue
based on the
effective notch
notch fatigue
on
the
test
Stress
resistance
Misalignment test results
fatigue
resistance as
results with
based on the test concentration
factor km(c)
without
resistance based on
defined
by
IIW
misalignment
factor
K
t
results for
misalignment Recommendations (d) the test results and
effect
2 x 106 cycles
effect
on the IIW
[N/mm²]
[N/mm²]
Recommendations
115
1.85 (a)
213
(b)
222
1.93
1.1
234
244
FAT 225
1.04
1.08
(a)
Kt in accordance with [22].
Kt in accordance with [21].
(c) Misalignment factor k as defined by IIW Recommendations [6] (default value of effective k for butt joints produced in shop in flat position, which corresponds to the state of the
m
m
investigated specimen).
(d) Relating to t = 25 mm and k = 1.1 in accordance with IIW Recommendations [6].
m
(b)
thickness.
A limitation of this
notch stress analysis is that the cons ideration
of
angular distortion
is missing. According to the IIW Recommendations, the
e ff e c t i v e n o t c h
s tres s approach
requires that both
misalignment and
angular distortion
be considered by
the stress determination.
4. Summary
Figure 9 - Geometric parameters of tensile
loaded cruciform joint for notch stress
analysis after [22].
strength difference. For this, there are
the following possible reasons:
• For the butt weld, the flat weld toe of
quality level B (as defined by DIN
EN ISO 5817) is considered to be
insufficient.
• For the cruciform joint, the real throat
thickness and the root face length
essentially influence the fatigue
strength.
An additional reason for strength difference could be the thickness influence. In
the IIW Recommendations for the
nominal fatigue strength, constant
values are valid up to the plate thickness
of 25 mm. In contrast to this fact, the
formulae of the notch stress determination directly considers the actual plate
The weld quality
has a significant
influence on the fatigue strength of
welded joints and components. In the
industrial field, there are different manufacturing conditions and, as a consequence of this, the weld quality can vary
considerably. Therefore, fatigue tests of
different joint types were carried out
analysing the influence of the manufacturing conditions and of weld quality on
the fatigue strength of welded components of railway vehicles.
For these fatigue tests, typical specimens
of welded joints with significantly different notch effect were selected, i.e.
butt weld specimens with relatively low
notch effect and cruciform joints with
relatively high notch effect. These specimens were made under typical industrial
conditions by three different companies
from the railway industry (Bombardier,
Siemens and ALSTOM). Thus, they represented the weld quality level of this
industrial field.
Before the fatigue tests of these specimens, the weld quality was checked in
accordance with the criteria of DIN EN
15085 [11], w hich is bas ed o n t h e
general weld quality standard DIN EN
ISO 5817 [12]. Based on the results of
this weld quality inspection, most specimens have the quality level B relating to
DIN EN ISO 5817.
The fatigue tests were carried out under
axial loading with constant load amplitude, the stress ratio R = 0 and with a
maximum of 10 7 cycles. The results of
these tests show a significantly higher
fatigue strength level for the nominal
approach in comparison with the IIW
Recommendations.
However, in most cases, the determined
fatigue stress range of both investigated
joint types is conservative, in comparison with the allowable fatigue strength
of the actual relevant guidelines or standards of the railway industry, when the
relevant reference bases for strength
values in these several guidelines are
considered.
The notch stress analysis of the tested
specimens supplies more information on
the fatigue strength difference because
the weld geometry can consider, for
example, the weld toe angle or root face
length. For this analysis, the effective
notch stress approach according to the
IIW Recommendations [6] is applied, in
w hich a notch radius r = 1 mm i s
assumed for the weld toe or weld root in
Table 7 - Comparison of calculated notch stress based on test results and effective notch fatigue resistance according to [6] for the
cruciform joints.
Nominal
fatigue
resistance
based on the
test results
for 2 x 106
cycles
71
Relationship
Notch fatigue
Notch fatigue
between
effective
Effective notch
resistance based
resistance
notch fatigue
fatigue resistance
on the test
based
Stress
Misalignment
resistance based
according
results with
on the test
concentration
factor km(c)
on the test results
to the IIW
misalignment
results without
factor Kt
and on the IIW
effect
misalignment Recommendations (d)
Recommendations
[N/mm²]
effect [N/mm²]
[6]
2.96 (a)
210
(b)
217
3.05
(a)
1.05
221
227
FAT 225
0.98
1.01
Kt according to [22].
Kt according to [21].
(c) Misalignment factor k = 1.05 according to IIW Recommendations [6] for root crack initiation (due to weld root failure, the misalignment of investigated cruciform joints is not signifm
icant, according to [6] already covered in S-N curves km = 1.05).
(d) Related to t = 25 mm and k = 1.05 according to IIW Recommendations [6].
m
(b)
the calculation model. The real weld toe
radii are variable and have a significant
influence on fatigue strength. But the
effective notch stress approach does not
allow for the consideration of different
sizes of the weld toe radius.
For both of the investigated joint types,
the relevant notch stress range was
determined based on the results for
nominal fatigue strength, according to
the effective notch stress approach. The
fatigue strength differences between the
notch stress range of the test results and
the effective notch fatigue resistance of
the IIW Recommendations are significantly smaller than the differences in the
nominal strength comparison. There are
the following possible reasons for the
nominal fatigue strength difference:
• The flat weld toe of quality level B of
DIN EN ISO 5817 is considered
insufficient in FAT class for butt
welds in the IIW Recommendations.
• For cruciform joints, the real throat
thickness and the root face length
essentially influence the fatigue
strength. This is also considered
insufficient in FAT for this joint type
in the IIW Recommendations.
• In the IIW Recommendations for the
nominal fatigue strength, constant
values are valid up to a plate thickness of 25 mm. In contrast to this
fact, the formulae of the notch stress
determination according to the effective notch stress approach [6] directly
considers the actual plate thickness.
The determined nominal fatigue strength
values of the investigated welded joints
correspond to the following weld quality
criteria:
• weld quality level B, as defined by
DIN EN ISO 5817 [12]
• angular distortion ≤ 1°
• for cruciform joints or T-joints
- throat thickness ≥ 0.75 × plate
thickness
- root face length (root gap) ≤ 0.75
× plate thickness.
In summary, this investigation shows the
fatigue strength potential for welded
components in the railway industry. The
results provide useful information for
the economical and safe fatigue design
of welded components, depending on
the manufacturing conditions and the
real weld quality.
References
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[22] Radaj D., Sonsino C.M., Fricke W.: «Fatigue assessment of welded joints by local approaches», Woodhead Publishing,
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[23] Fricke W.: «Guideline for the fatigue assessment by notch stress analysis for welded structures», Doc. IIW- 2006-09
(ex-doc. XIII-2240-08/XV-1289-08), 2008.
Sommario
Progettazione a fatica di componenti saldati di veicoli ferroviari - Influenza delle condizioni di produzione
e della qualità della saldatura
La qualità delle saldature ha una notevole influenza sulla resistenza a fatica dei giunti e dei componenti saldati. Nel settore
industriale ci sono differenti condizioni di produzione e, di conseguenza, la qualità delle saldature può variare
notevolmente. Pertanto, sono state eseguite prove di fatica su diversi tipi di giunto, analizzando l’influenza delle condizioni
di produzione e della qualità della saldatura sulla resistenza a fatica di componenti saldati di veicoli ferroviari. Per queste
prove di fatica, sono stati scelti giunti saldati tipici con diversi e significativi effetti intaglio, ad esempio: campioni di giunti
testa a testa, con effetto intaglio relativamente basso, e giunti a croce con effetto intaglio relativamente elevato. Questi
campioni sono stati realizzati nelle tipiche condizioni di produzione da tre diverse società del settore ferroviario
(Bombardier, Siemens ed ALSTOM), in quanto queste rappresentavano il livello qualitativo in saldatura di questo settore
industriale. Prima di iniziare le prove di fatica su questi campioni, è stata verificata la qualità delle saldature in accordo ai
criteri della norma DIN EN 15085, che si basa sulla norma generale per la qualità della saldatura DIN EN ISO 5817; a
seguito dei risultati di questa verifica, la maggior parte delle saldature sono risultate del livello di qualità B secondo la
norma DIN EN ISO 5817. Le prove di fatica con carico assiale mostrano un livello significativamente più elevato della
resistenza a fatica con l’approccio basato sulle tensioni nominali in confronto con le Raccomandazioni IIW.Tuttavia, la
variazione di tensione per fatica determinata su entrambi i tipi di giunto esaminati è conservativa in confronto alla
resistenza a fatica ammissibile delle attuali linee guida o delle norme applicate nel settore ferroviario. Per entrambi i tipi di
giunto considerati, la relativa variazione di tensione in corrispondenza dell’intaglio è stata determinata sulla base dei
risultati di resistenza a fatica in termini di tensione nominale. Le differenze di resistenza a fatica tra la variazione di
tensione in corrispondenza dell’intaglio derivate dai risultati delle prove e la resistenza a fatica in corrispondenza
dell’intaglio delle Raccomandazioni IIW sono notevolmente inferiori rispetto alle differenze con la resistenza basata sulle
tensioni nominali. I valori di resistenza a fatica, basata sulle tensioni nominali, determinati nei giunti saldati considerati,
corrispondono al livello di qualità B della DIN EN ISO 5817 ed anche al requisito della distorsione angolare ≤ 1°. Inoltre, i
valori di resistenza a fatica basata sulle tensioni nominali, rilevati nei giunti a croce sono legati ad una altezza di gola ≥ 0.75
dello spessore della lamiera e ad una dimensione della spalla ≤ 0.75. In sintesi, questa indagine dimostra la potenziale
resistenza a fatica dei componenti saldati nel settore ferroviario. I risultati forniscono informazioni utili per la sicurezza e
la progettazione a fatica di componenti saldati, a seconda delle condizioni di produzione e della reale qualità delle
saldature.
Pubblicazioni IIS
Esame visivo
Questo testo, utilizzato dall’IIS per la preparazione degli allievi dei suoi
corsi di qualificazione sui Controlli Non Distruttivi, nell’ambito del metodo
esame visivo ed ottico, si indirizza, per la trattazione piana e succinta ma
tuttavia abbastanza completa, a tutto il personale PND.
Infatti può essere utile agli operatori PND che si trovano all’inizio della loro
carriera e quindi del loro percorso di qualificazione (livello 1 e 2), ma anche,
per la sistemazione rigorosa data alla materia, al personale già esperto
interessato ad approfondire i problemi relativi a questo metodo di controllo o a preparare l’esame di metodo per il livello 3.
Questa opera è, infatti, uno dei testi di riferimento per lo svolgimento dei
corsi di PND tenuti dall’IIS al livello 1 e 2, al termine dei quali gli allievi
possono ottenere la certificazione prevista dalle normative o dalle guideline vigenti, come ISO, EN, ASNT.
Il testo è corredato da numerose illustrazioni, nonché da un intero capitolo
di esempi di applicazione del controllo a costruzioni e componenti di strutture di carpenteria e di caldareria, che ne fanno anche un riferimento di
imperfezioni che può tornare utile a molti tecnici impegnati nell’individuazione e nel riconoscimento delle indicazioni in cui possono imbattersi nella
loro attività quotidiana.
Indice
1.
2.
3.
4.
5.
6.
7.
Luce ed illuminazione
Occhio umano e sistemi di visione
Formazione dell’immagine e attrezzature
Superfici e materiali da esaminare e applicazioni
Pianificazione e documentazione dell’esame
Normativa
Esempi di applicazioni
Divisione PRN
Maura Rodella
16141 GENOVA
Tel. 010 8341385
Fax 010 8367780
www.iis.it
IIS Didattica
Criteri di scelta del gas di
protezione per la saldatura a
filo continuo con fili pieni *
La saldatura a filo continuo con protezione di gas è un processo di saldatura
autogena per fusione, in cui l’energia
termica è fornita da un arco che scocca
tra un filo elettrodo fusibile e il pezzo.
L’elettrodo, che è appunto un filo continuamente alimentato nella zona di saldatura attraverso una torcia mediante un
apposito dispositivo, costituisce il materiale d’apporto (Fig. 1).
Filo elettrodo, bagno fuso, arco e le zone
circostanti del materiale base sono protette dalla contaminazione atmosferica
da un flusso di gas, che affluisce dalla
torcia. In altri casi l’elettrodo può essere
costituito da un filo tubolare (detto
animato) al cui interno è presente un particolare flusso che, talvolta, può consentire la saldatura senza gas di protezione
(in modo analogo a quanto avviene nella
saldatura con elettrodo rivestito).
Il principale vantaggio del processo a
filo continuo sotto gas rispetto al processo manuale con elettrodi rivestiti (che
è solitamente il suo più prossimo concorrente) è la sua più elevata produttività, dovuta a:
• continua alimentazione del metallo
d’apporto, cosicché il saldatore non
deve fermarsi per sostituire il mozzicone d’elettrodo;
• assenza di scoria quasi assoluta (utilizzando fili pieni), che viceversa
deve essere rimossa dopo ogni
*
passata nel processo con elettrodi
rivestiti (occorre notare che la scoria
è spesso causa, diretta ed indiretta, di
molte riparazioni di saldatura);
• visibilità del bagno di fusione, con
buone possibilità di controllo dell’esecuzione della saldatura;
• maggiori densità di corrente
(100÷250 A/mm 2), che consentono
elevati ratei di deposito (kg/h).
L’applicazione di tale processo è anche
vantaggiosa per i materiali che temono
la criccabilità a freddo (da idrogeno),
poiché i gas di protezione possono
essere resi facilmente molto secchi controllando la temperatura di rugiada.
Nei confronti della saldatura con elettrodi rivestiti, il processo sotto gas può
presentare anche degli svantaggi o
quanto meno delle limitazioni:
• l’apparecchiatura per la saldatura
sotto gas è più complessa, quindi più
costosa e meno trasportabile;
• la pistola è ingombrante, quindi tale
processo è meno adatto a realizzare
giunti non facilmente raggiungibili;
• quando si usano fili pieni viene meno
la possibilità di depurare il bagno
(tipica degli elettrodi basici) ed è
quindi possibile la formazione di
cricche a caldo se si saldano acciai
con tenori di impurezze anche non
molto elevati;
• è infine necessaria una discreta
cautela onde evitare che correnti
d’aria investano la zona dell’arco e
Figura 1 - Esempio di un’applicazione della saldatura a filo continuo sotto protezione di gas.
Redazione a cura della Divisione FOR - Formazione e insegnamento dell’Istituto Italiano della Saldatura - Genova.
Modalità di trasferimento del
materiale d’apporto
Trasferimento del metallo d’apporto
nella saldatura a filo continuo sotto
protezione di gas e tecniche d’uso
Nel processo di saldatura sotto protezione di gas, le modalità del trasferimento delle gocce di metallo d’apporto
lungo l’arco dipendono, oltre che dai
parametri elettrici di saldatura (I e V),
dal diametro e tipo di filo (pieno o
animato), dal tipo di generatore e dal gas
impiegato. In dipendenza dei suddetti
parametri, il trasferimento delle gocce
(Fig. 2) può avvenire con:
a) trasferimento a spruzzo (spray-arc);
b) trasferimento per cortocircuito o ad
immersione (dip-transfer o short-arc);
c) trasferimento globulare (globular).
Attraverso opportune scelte di generatori è inoltre possibile avere altre modalità di trasferimento come ad esempio
l’arco pulsato (pulsed arc transfer) o
l’arco rotante (streaming rotating arc
transfer).
Conseguentemente si può fare riferimento ai cosiddetti “diagrammi di trasferimento”, generalmente forniti dai
produttori di gas di protezione di cui la
Figura 3 è una schematizzazione.
Trasferimento a spruzzo (spray-arc)
Al raggiungimento di elevate intensità di
corrente, che dipendono dal diametro del
filo e dalla natura del gas protettivo
(inerte o attivo), la frequenza di gocciolamento dall’elettrodo aumenta e il trasferimento avviene non solo in virtù
della forza di gravità, ma anche di forze
elettrodinamiche particolari (effetto di
contrazione magnetica, flusso di plasma,
Filo
elettrodo
Gas di
protezione
Spray-arc
Globular
Short-arc
Figura 2 - Differenti modalità di trasferimento del materiale d’apporto.
zione che si ottengono, il processo di
ecc.). Solamente con opportune combisaldatura in atmosfera di CO 2 con tranazioni filo-gas (ad esempio il filo pieno
sporto di materiale a spruzzo, cioè a
in acciaio al carbonio e miscela
forte intensità, può essere applicato alle
98%argon-2%CO2) il flusso di goccioline libere che si staccano dal filo in
sole saldature in posizione in piano e
direzione del pezzo è assiale e perciò
piano-frontale e praticamente mai tra
ben governabile (con benefici effetti nei
lamiere sottili per la prima passata senza
confronti della qualità del cordone, con
adeguato supporto.
scarsi spruzzi di saldatura) ed è possibile
Le elevate correnti necessarie alla saldasuperare frequenze di gocciolamento di
tura con CO2 pura comportano un notevole ingrossamento delle gocce in dire200 gocce/s; con gas o miscele fortezione “laterale”; in tali condizioni può
mente attive, pur potendosi raggiungere
avvenire che alle tensioni a cui il trasfefrequenze di gocciolamento dell’ordine
rimento avverrebbe regolarmente in
di 50 gocce/s ed anche superiori, il traMIG, le gocce tocchino il pezzo prima
sferimento per volo libero non è mai
del loro distacco dall’elettrodo; si verifiregolare né regolarizzabile. Comunque,
cano perciò cortocircuiti che possono
anche in questo caso, si è soliti dire che
provocare abbondanti spruzzi e rivestisi è realizzato un trasferimento di tipo “a
spruzzo”, o a forte intensità.
menti con successive incollature del
Per ottenere tale condizione è necessario
deposito ai margini del giunto.
ra ggi ungere una
densità di corrente
opportunamente
elevata (detta “di
CO2, o
Miscele di argon
miscele di A\r
transizione”); ad
esempio nel caso
Corrente
di saldatura di
di
acciai al carbonio
transizione
essa è pari circa a
120 ÷ 130 A/mm 2
in protezione di
Globular
Streaming
ga s 98% argonrotating
2%CO 2 e c i r c a a
Streaming
200 A/mm2 in protezione di CO2
Spray
pura.
La necessità di
MIG-Pulsed
impiegare elevate
densità di corrente
Shortporta alla consecircuiting
guenza che, a
causa del volumiCorrente
noso ba g no di
Figura 3 - Diagramma di trasferimento del
fusione e della
materiale d’apporto.
elevata penetraTensione
compromettano l’efficacia della protezione gassosa: tale limitazione
all’uso in cantiere può essere superata
utilizzando i fili animati autoprotetti
che funzionano senza gas di protezione.
Le caratteristiche di funzionamento del
processo sono fortemente influenzate
dal gas di protezione impiegato, il quale
determina, oltre che le proprietà metallurgiche del deposito, anche le condizioni operative di saldatura. In particolare, saranno messi in evidenza gli effetti
sulle modalità di trasferimento del
metallo d’apporto e sulle proprietà del
deposito.
Inoltre, essendo il trasferimento del
metallo indipendente dalle forze di
gravità (poiché è l’avanzamento del filo
a spingere le gocce di metallo d’apporto
al contatto con il deposito), questa
modalità di trasferimento risulta particolarmente adatta a condizioni operative
difficili, come ad esempio la saldatura in
posizioni differenti dal piano.
Per quanto riguarda invece le principali
limitazioni di questa modalità di trasferimento, sono da annoverare, oltre al già
citato rischio di incollatura, la possibilità
di avere spruzzi legati alle esplosioni
delle gocce durante la fase di distacco
(più probabili per percentuali crescenti
di gas attivi in generale e di CO2 in particolare) e il basso rateo di deposito conseguente alla modesta velocità di
fusione del filo.
Trasferimento globulare
Per valori di tensione e di corrente intermedi, rispetto a quelli previsti per i due
regimi di trasferimento short-arc e
spray-arc, si ottengono gocce di dimensioni abbastanza grosse, che quindi
tendono a distaccarsi non supportate dall’energia dell’arco, non sufficientemente
potente e rigido. Il trasferimento che ne
segue è quindi particolarmente difficile
da controllare in quanto comandato dalla
forza di gravità. La conseguenza è una
certa irregolarità del cordone, con notevole sviluppo di spruzzi.
Analizzando nel dettaglio le condizioni
di questo trasferimento si rileva una
significativa influenza del metallo d’apporto soprattutto quando si usano fili
pieni.
Nella saldatura con miscele inerti (tipicamente di argon) si ottiene un trasferimento molto simile a
quello per cortocircuito in cui la goccia
di metallo, per effetto
del surriscaldamento,
si di st acca producendo microesplosioni e conseguentemente considerevoli
spruzzi. Tale inconveniente può essere
ridotto con un incremento della tensione,
anche se in ogni caso
i l ba ss o apporto
termico determina un
certo rischio in manCorrente [A]
Trasferimento per cortocircuito
(short-arc)
Le ricerche condotte allo scopo di estendere l’impiego della CO2 alla saldatura
in posizione delle lamiere sottili e
all’esecuzione della prima passata,
hanno condotto alla tecnica del “trasferimento per cortocircuito” con cui, pur
impiegando intensità di corrente di
valore relativamente basso (120÷200 A),
la frequenza di gocciolamento si mantiene ad un livello tale da permettere di
ottenere un cordone saldato di aspetto
sufficientemente regolare.
Abbassando il valore della tensione di
lavoro e con ciò imponendo all’arco
elettrico una diminuzione di lunghezza,
le gocce in corso di formazione non
possono completarsi e trasferirsi liberamente, ma entrano in contatto “prematuro” con il bagno fuso, creando dei cortocircuiti (che devono essere
naturalmente istantanei) per effetto dei
quali avviene il sezionamento della
goccia, con una frequenza tale da garantire sempre la “frequenza minima di gocciolamento”, correlata a sua volta alla
potenza elettrica in gioco (V x I), al diametro del filo impiegato e, chiaramente,
al generatore utilizzato.
È pertanto pensabile schematizzare il
trasferimento attraverso le seguenti fasi:
1) formazione della goccia;
2) cortocircuito, quando la goccia, per la
ridotta lunghezza dell’arco, tocca la
superficie del bagno; in conseguenza
del cortocircuito, nasce la corrente
transitoria di cortocircuito che
aumenta col tempo secondo una
legge dipendente dalle caratteristiche
costruttive del generatore di corrente;
3) sezionamento della goccia: quando la
corrente raggiunge un certo valore, la
goccia viene sezionata e quindi assorbita dal bagno per tensione superficiale.
Dal punto di vista delle applicazioni, il
regime di trasferimento per immersione
è caratterizzato dalla formazione di un
bagno abbastanza viscoso (detto anche
bagno freddo) e da una buona visibilità
della zona di saldatura, che favoriscono
dunque la gestione del processo anche
nell’esecuzione della prima passata,
anche se è opportuno sottolineare che la
stessa condizione di basso apporto
termico può comportare il rischio che si
ottengano mancanze di fusione (tipicamente sotto forma di incollature).
canza di fusione (sotto forma di incollature e penetrazione insufficiente) ed
eccesso di sovrametallo.
Utilizzando miscele attive (tipicamente
con percentuali di CO2 superiori al 5%),
il distacco della goccia avviene sempre
per effetto pinza, ma prima che avvenga
il contatto; ne deriva un moto irregolare
con direzione non assiale, dovuta all’influenza del flusso di cariche provenienti
dal pezzo.
Trasferimento ad arco pulsato
I generatori di saldatura a controllo elettronico permettono l’impiego di corrente
modulata per la gestione del processo di
saldatura a filo continuo. Conseguentemente, è possibile utilizzare particolari
forme d’onda che consentono di ottenere
un trasferimento regolare del metallo
anche per valori di corrente media (efficace) corrispondente al trasferimento
globulare. Tale modalità di trasferimento
del materiale d’apporto assume il nome
di “arco pulsato”.
Nella sua forma più semplice, la saldatura con arco pulsato prevede una corrente caratterizzata da un valore di base,
sufficiente a mantenere l’arco acceso, e
da un valore di picco, che determina il
distacco della goccia per effetto di contrazione magnetica.
L’apporto termico è invece valutato sulla
base della corrente efficace (quadratica
media), che viene riportato in genere
sullo strumento a bordo macchina o
dalla pinza voltamperometrica.
Con questa modalità si ottiene una penetrazione del deposito direttamente correlata alla corrente di picco, associata tuttavia all’apporto termico, inferiore,
calcolata sulla corrente efficace.
Corrente di picco
Corrente di saldatura
Valore efficace
Corrente di base
Tempo [ms]
Figura 4 - Forma d’onda nella saldatura ad
arco pulsato.
La forma d’onda di cui alla Figura 4
rappresenta la forma più semplice della
saldatura con trasferimento ad arco
pulsato. Tuttavia sono stati sviluppati nel
tempo programmi dedicati, che consentono una gestione ancora più accurata
della corrente (e talvolta della tensione);
si usano pertanto pulsazioni a più picchi,
con rampe di salita e discesa a pendenza
differente, o a frequenza variabile.
La saldatura con arco pulsato è utilizzata
frequentemente nella saldatura delle
lamiere sottili, soprattutto nel caso di
materiali particolarmente sensibili agli
effetti termici della saldatura (acciai
inossidabili, leghe non ferrose).
Trasferimento ad arco rotante
Questo tipo di trasferimento del metallo
d’apporto, caratterizzato da elevati parametri elettrici di tensione e corrente, è
ottenibile mediante l’utilizzo di opportune configurazioni di macchina (e
quindi logiche di funzionamento del
generatore, impostate come software) e
di opportuni gas di protezione.
In queste condizioni, infatti, i campi
elettromagnetici determinano forze
sull’arco che lo portano a deviare
rispetto al proprio asse descrivendo moti
circolari, ottenendo un deposito molto
esteso, sia in larghezza (a causa proprio
del moto rotatorio) sia in profondità (a
causa della elevata corrente che determina elevati ratei di deposito associati a
elevate penetrazioni) (Fig. 5).
Le applicazioni in questo caso sono
limitate all’impiego in automatico, a
causa delle velocità di avanzamento
necessarie a compensare l’elevato
apporto energetico.
Gas di protezione
La funzione primaria del gas di protezione è impedire il contatto tra l’atmosfera ed il bagno di fusione. Questa condizione risulta necessaria perché molti
metalli, quando riscaldati fino al loro
punto di fusione in aria, mostrano una
forte tendenza alla formazione di ossidi
e, in minor quantità, di nitruri. L’ossigeno inoltre manifesta una certa tendenza a reagire con il carbonio contenuto negli acciai formando monossido di
carbonio e anidride carbonica (entrambi
allo stato gassoso).
Non va infine dimenticata l’influenza
dell’idrogeno contenuto nell’aria
sot t o forma di
umidità nell’insorgenza di cricche a
freddo e porosità.
Questi differenti
prodotti di reazione possono produrre imperfezioni
quali inclusioni di
scoria, porosità e
infragilimento
della zona fusa.
Inoltre il gas di
protezione esercita
un ruolo determinante nei confronti
del funzionamento
dell’arco elettrico e conseguentemente
sui parametri di saldatura.
È infine dimostrato che i gas di protezione (e la relativa portata) hanno importanza anche ai fini della:
• modalità di trasferimento del metallo
d’apporto;
• penetrazione e profilo del cordone;
• velocità di saldatura;
• tendenza all’incisione marginale;
• caratteristiche meccaniche della zona
fusa.
Generalmente i fabbricanti di consumabili sono la prima fonte di informazione
per la selezione del gas più idoneo
all’applicazione. La Tabella I riporta i
principali gas impiegati nella modalità
di trasferimento “spray-arc”: la maggior
parte di essi è costituita da miscele di gas
inerti che possono contenere piccole
quantità di ossigeno o anidride carbonica; si noti che l’uso dell’azoto è un’eccezione tipica della saldatura del rame.
La Tabella II riporta i gas tipicamente
utilizzati per la saldatura per “short-arc”.
Per quanto riguarda invece le altre
modalità di saldatura (ad esempio fili
animati, arco pulsato, ecc.), risulta molto
Figura 5 - Trasferimento ad arco rotante
(cortesia Linde Gas).
difficile proporre una schematizzazione
efficace per cui si rimanda alle informazioni fornite dai fabbricanti dei consumabili e delle apparecchiature.
Gas di protezione inerti: argon ed elio
L’argon e l’elio sono dei gas inerti e, in
linea del tutto generale, non reagiscono
con i metalli. L’argon e l’elio (o anche
loro miscele) sono utilizzati per saldare
materiali non metallici e acciai inossidabili, acciai al carbonio e bassolegati.
Densità, conduttività termica, potenziale
di ionizzazione per questi due gas sono
molto differenti e questo chiaramente
influenza le caratteristiche dell’arco.
Il rapporto tra la densità dell’argon e
quella dell’aria (densità relativa) è pari
circa a 1.4, mentre per l’elio è pari circa
a 0.14: pertanto, essendo l’argon più
pesante, risulta più efficace nella protezione dell’arco e nella copertura del
bagno di fusione nella posizione in
piano; nel caso di gas elio, infatti,
possono essere richieste portate dalle
due alle tre volte superiori, anche in funzione della posizione.
Figura 6 - Profilo del cordone e di penetrazione per differenti gas di protezione: argon, elio,
miscela argon-elio e anidride carbonica.
TABELLA I - Tipici gas di protezione per saldatura in spray-arc.
Materiale
Alluminio e sue leghe
Magnesio e sue leghe
Acciai al carbonio
Gas di protezione
Caratteristiche
100% argon
Migliore modalità di trasferimento e stabilità d’arco; spruzzi ridotti,
buona azione di sabbiatura ionica.
35% argon + 65% elio
Maggior apporto termico rispetto all’argon puro; caratteristiche di
fusione migliorate su materiali a spessore più elevato, porosità ridotta.
25% argon + 75% elio
Massimo apporto termico, porosità ridotta, minore azione di sabbiatura
ionica.
100% argon
Eccellente azione di sabbiatura, arco stabile.
argon + 20-70% elio
Migliorata bagnabilità, minore formazione di porosità.
1-5% ossigeno + argon
Migliora la stabilità dell’arco, produce un bagno più fluido e controllabile,
buona fusione e contorno del cordone, riduce incisioni marginali,
consente velocità superiori all’argon puro.
5-20% anidride carbonica + argon Elevate velocità per saldature meccanizzate, saldatura manuale ad
elevata produttività.
Acciai bassolegati
98% argon + 2% ossigeno
Riduce le incisioni marginali, garantisce buona tenacità.
Acciai inossidabili
Migliora la stabilità dell’arco, produce un bagno più fluido e
controllabile, buona fusione e contorno del cordone, riduce incisioni
marginali sui più legati o più pesanti.
Garantisce miglior stabilità d’arco e velocità di saldatura superiori
a quella con l’1% di ossigeno per le saldature di elementi di ridotto
spessore.
100% argon
Garantisce buona bagnabilità, diminuisce la fluidità della zona fusa.
argon + elio
Elevati apporti termici raggiungibili con miscele con 50% e 75% di elio.
100% argon
Buona stabilità d’arco, ridotta contaminazione del giunto. La protezione
al rovescio è necessaria per prevenire la contaminazione dell’aria sul
rovescio della saldatura.
Nichel, rame e loro leghe
Titanio
TABELLA II - Tipici gas di protezione per saldatura in short-arc.
Materiale
Acciai al carbonio
Gas di protezione
Caratteristiche
75% argon + 25% anidride
carbonica
Elevata velocità di saldatura, pochi spruzzi, aspetto del cordone pulito,
buon controllo del deposito in verticale e in sopratesta.
100% anidride carbonica
Maggior penetrazione, velocità di saldatura più elevate, molti spruzzi.
Acciai inossidabili
90% elio + 7.5% argon +
2.5% anidride carbonica
Nessun effetto negativo sulla resistenza alla corrosione, zona
termicamente alterata di dimensioni contenute, incisioni marginali
limitate.
Acciai bassolegati
60-70% elio + 25-35% argon
+ 4.5% anidride carbonica
Minima reattività, buona tenacità, eccellente stabilità d’arco,
caratteristiche di bagnabilità e contorno di cordone, pochi spruzzi.
75% argon + 25% anidride
carbonica
Tenacità media, eccellente stabilità d’arco, buona raccordatura del
cordone, spruzzi limitati.
100% argon
Adatto per prodotti piani.
argon + elio
Preferito per materiali base a spessore elevato.
Alluminio, rame,
magnesio, nichel e loro
leghe
L’elio per contro manifesta maggiore
conducibilità termica e produce un
plasma d’arco con energia maggiormente distribuita; il plasma ottenuto con
l’argon è, invece, caratterizzato da un
fuso con maggiore energia al centro e
minore in periferia. Questa differenza ha
forti implicazioni sul profilo del
cordone, in quanto l’arco protetto dal-
l’argon produce un profilo di cordone
caratterizzato da una penetrazione profonda e stretta (la penetrazione così ottenuta si definisce “a dito”), mentre l’uso
di elio determina invece un cordone più
ampio (penetrazione “a calice”) (Fig. 6).
L’elio invece ha un elevato potenziale di
ionizzazione che richiede quindi una
maggiore tensione d’arco a parità
di altre variabili. Da ciò deriva anche
un maggiore apporto termico al
bagno (misurabile attraverso il prodotto
V x I) che consente l’ottenimento di
maggiori velocità esecutive riducendo il
rischio di incollature ed incisioni; sono
comunque da segnalare minore stabilità
intrinseca dell’arco e soprattutto maggiori costi.
Quando si utilizza solo elio non si rileva
il vero trasferimento spray in direzione
assiale, per nessun livello di corrente:
dunque l’uso di solo elio come gas di
protezione può comportare maggiore
insorgenza di spruzzi e superfici del
cordone più irregolari di quelli protetti
con solo argon. La protezione con argon,
invece, (compreso le miscele contenenti
fino all’80% di argon) produce la condizione di spray-arc una volta superata la
corrente di transizione.
Miscele argon-elio
L’argon puro è utilizzato in molte applicazioni soprattutto per saldare i materiali
non ferrosi. L’elio puro è generalmente
limitato ad applicazioni di nicchia a
causa della scarsa stabilità d’arco che
esso produce. Comunque le caratteristiche ottimali del profilo (uno per tutti
l’ampio profilo parabolico del cordone)
ottenibile con l’uso dell’elio sono il
motivo per il quale si utilizzano le
miscele di gas; il risultato è un profilo
migliorato (grazie all’elio) e un trasferimento spray-arc stabile (grazie all’argon)
100% Ar
280A - 25V
70% Ar - 30% He
282A - 27V
50% Ar - 50% He
285A - 30V
30% Ar - 70% He
285A - 34V
Figura 7 - Effetto dell'aggiunta di elio
all'argon.
(Fig. 7). Nella modalità di trasferimento
short-arc le miscele argon-elio contenenti dal 60 al 90% di elio sono utilizzate
per ottenere maggiori apporti termici nel
metallo base per migliorare le caratteristiche di fusione. Per alcuni materiali,
come gli acciai inossidabili e i bassolegati, l’elio può essere preferito all’anidride carbonica poiché quest’ultima può
peggiorare le caratteristiche meccaniche
del deposito, inoltre miscele di argon dal
50 al 75% di elio necessitano di un incremento di tensione d’arco (a parità di lunghezza di arco) se confrontata con quella
utilizzabile con l’argon puro.
Solitamente queste miscele sono utilizzate per la saldatura del magnesio o del
rame per il maggior apporto energetico
raggiungibile (principalmente a causa
dell’elevata tensione) che permette di
compensare gli effetti della elevata conducibilità termica di tali materiali riducendo la necessità di effettuare preriscaldi elevati.
Aggiunte di ossigeno e anidride
carbonica
Argon puro e elio puro garantiscono l’ottenimento di risultati eccellenti nella saldatura di materiali non ferrosi: per contro
l’utilizzo di argon puro sui materiali
ferrosi è caratterizzato da un arco più
instabile e una certa tendenza alla formazione di mancanze di fusione laterali
(incollature) e incisioni marginali. L’aggiunta di ossigeno in percentuali variabili
tra l’1 e il 5% e di anidride carbonica in
tenori tra il 3 e il 10% comporta un
apprezzabile miglioramento nella stabilità dell’arco e una minore tendenza alla
formazione di incisioni: questa circostanza è dovuta alla eliminazione della
deviazione d’arco che si manifesta tipicamente in corrispondenza della punta
dell’elettrodo. La percentuale di ossigeno
o di anidride carbonica da aggiungere nel
gas di protezione è
sostanzialmente
funzione delle condizioni superficiali
dei lembi da
saldare (ad esempio
presenza o meno di
ossidi o di schegge
Argon - Ossigeno
di molatura), della
geometria
del
giunto, della posizione o della
tecnica di saldatura
nonché della composizione chimica del
materiale base.
Generalmente miscele contenenti 2% di
ossigeno o dall’8 al 10% di anidride carbonica coprono un largo spettro di
variabilità dei fattori sopra citati.
Aggiunte di anidride carbonica all’argon
possono inoltre conferire al cordone un
profilo più tondo. Come illustrato nella
Figura 8, aggiunte di ossigeno in percentuali comprese tra l’1 e il 9% migliorano
la fluidità del bagno di saldatura, la
penetrazione e la stabilità dell’arco.
Inoltre, l’ossigeno abbassa la corrente di
transizione tra short e spray-arc, riduce
la tendenza a produrre incisioni marginali ma, per contro, comporta una maggiore ossidazione della zona fusa con
una considerevole perdita di elementi di
lega come silicio e manganese.
Miscele contenenti argon e anidride carbonica (fino al 25% di quest’ultima)
si utilizzano comunemente per acciai
al carbonio e bassolegati e meno frequentemente per acciai inossidabili.
L’aggiunta di anidride carbonica può
produrre un effetto sfavorevole d’innalzamento della corrente di transizione e
una maggior tendenza a pro d u r r e
spruzzi, nonché sulla stabilità dell’arco.
Le miscele di argon-anidride carbonica
sono comunemente utilizzate sia per trasferimento short-arc, che in spray e in
arco pulsato.
Miscele argon e 5% di anidride carbonica sono state storicamente utilizzate
massivamente per saldare con filo pieno
gli acciai al carbonio. Miscele di argon,
elio e anidride carbonica (in piccole percentuali) sono preferibili per saldare con
arco pulsato gli acciai inossidabili.
Miscele argon-ossigeno-anidride
carbonica
Miscele di argon contenenti dal 3 al 5%
di ossigeno presentano alcuni vantaggi
Argon - Anidride
carbonica
Anidride carbonica
Figura 8 - Schematizzazione dell’effetto
dell’aggiunta di ossigeno o di anidride
carbonica all’argon confrontato all’anidride
carbonica.
interessanti: esse garantiscono un’adeguata protezione dell’arco e opportune
caratteristiche elettriche dell’arco per
entrambe le modalità di trasferimento
del metallo d’apporto. Miscele contenenti dal 10 al 20% di anidride carbonica
sono utilizzate comunemente in ambito
europeo e in scala molto minore negli
Stati Uniti.
Miscele argon-elio-anidride carbonica
Questo tipo di miscele è comunemente
utilizzato per il trasferimento in shortarc e per la corrente pulsata nella saldatura degli acciai al carbonio, bassolegati
e inossidabili. Tipicamente le miscele
contenenti come gas primario l’argon
sono usate nelle applicazioni in arco
pulsato, mentre quelle contenenti elio
sono usate per il trasferimento in shortarc.
Miscele argon-elio-anidride carbonicaossigeno
Queste miscele sono utilizzate nella saldatura ad alta produttività con elevate
densità di corrente. La loro applicazione
principale è rappresentata dalla saldatura
degli acciai bonificati, ma è stata largamente usata anche su comuni acciai al
carbonio per elevate produttività, per il
minor costo che questa miscela presenta
rispetto alle precedenti.
Anidride carbonica
Tale gas attivo nei confronti del bagno di
fusione è utilizzabile nella saldatura
degli acciai al carbonio e bassolegati.
Esso risulta l’unico gas attivo utilizzabile da solo come gas di protezione nei
processi di saldatura.
In linea di principio promuove elevate
penetrazioni, maggiori velocità di saldatura e costi inferiori.
Con questo tipo di gas la modalità di trasferimento del metallo d’apporto può
essere sia short-arc che globulare; non è
invece possibile ottenere il trasferimento
in spray-arc in quanto questo richiederebbe miscele ricche di argon: si noti che
comunque il trasferimento globulare è
caratterizzato da un arco sufficientemente regolare per essere impiegato
nella saldatura di molti particolari: la
tendenza alla formazione di spruzzi può
essere contenuta impostando valori bassi
di tensione ed elevati di corrente al fine
di avere archi molto corti. Nella saldatura in short-arc se confrontato alle
miscele ricche di argon, l’anidride carbonica determina un cordone ben penetrato con un profilo superficiale più irregolare e peggio raccordato.
Si possono così ottenere dei cordoni ben
penetrati, ma le proprietà meccaniche
del deposito possono risultare inferiori a
causa della natura ossidante del gas.
Idrogeno e azoto
L’idrogeno è un gas utilizzato talvolta
nella saldatura dei materiali facilmente
ossidabili per i suoi poteri riducenti. Può
essere utilizzato in percentuali molto
basse nella saldatura degli acciai inossidabili austenitici, in quanto tende a produrre un cordone superficialmente privo
di ossido; essendo inoltre un gas biatomico, l’energia di dissociazione può
essere sfruttata per ottenere un modesto
incremento dell’apporto di calore al
bagno. Poiché l’effetto sul trasferimento
del metallo d’apporto risulta particolarmente critico, questo gas viene utilizzato
in miscela in percentuali inferiori in
genere all’1%. Questo gas non trova
applicazione sui materiali temprabili o
comunque sensibili all’infragilimento da
idrogeno (ad esempio titanio).
L’azoto è un gas biatomico, inerte a
basse temperature e principalmente
impiegato per la protezione al rovescio
nelle saldature non riprese di metalli
facilmente ossidabili anche se sarebbe
preferibile ricorrere a gas argon che
elimina problemi di nitrurazione e
riduce il rischio di porosità.
Il suo uso come gas di protezione in saldatura è limitato al caso specifico di
alcuni acciai inossidabili (ad esempio
austeno-ferritici), per sfruttarne l’effetto
austenitizzante.
Portate dei gas
Anche la portata dei gas ha una certa
influenza sulla qualità del deposito. Se la
portata è troppo bassa la saldatura
potrebbe non essere sufficientemente
protetta dalla contaminazione atmosferica. Viceversa se la portata è troppo
elevata si potrebbero creare delle turbolenze all’uscita del gas dalla torcia che
potrebbero comportare ingressi non
voluti di ossigeno e azoto nella zona di
saldatura. Entrambi i casi portano ad
avere giunti affetti da ossidi, nitruri e/o
porosità.
La scelta della portata dipende dal gas di
protezione e dal diametro dell’ugello
della torcia.
Quando si utilizza un gas leggero, come
ad esempio l’elio, si dovrà impostare
una maggiore portata di uscita del gas di
protezione per raggiungere la stessa
qualità superficiale ottenibile con gas
più pesanti come l’argon. Inoltre, all’aumentare del diametro dell’ugello, la
portata dovrà essere proporzionalmente
incrementata.
Non va infine trascurato il fatto che il
gas ha anche il compito di raffreddare la
torcia di saldatura, soprattutto nel caso
in cui questa sia del tipo “autoraffreddante”, pertanto è talvolta necessario utilizzare portate maggiori per valori di
corrente elevati.
La selezione della portata dovrà
chiaramente essere stabilita per tentativi
per le particolari applicazioni, tenendo
conto del materiale, del tipo di giunto,
della posizione di saldatura, della velocità di avanzamento e del tipo di consumabile.
Classificazioni normative
La norma di riferimento UNI EN ISO
14175:2008 “Materiali di apporto per
saldatura. Gas e miscele di gas per la saldatura per fusione e processi connessi”
fornisce la classificazione dei gas di protezione, in relazione alle loro proprietà
chimiche e al comportamento metallur-
TABELLA III - Classificazione dei gas di protezione secondo UNI EN ISO 14175.
Simbolo
I
M1, M2, M3
Descrizione
Gas inerti e miscele di gas inerti
Miscele ossidanti contenenti ossigeno e anidride carbonica
C
Gas altamente ossidanti e miscele altamente ossidanti
R
Miscele di gas riducenti
N
Gas debolmente reattivi o miscele di gas contenenti azoto
O
Ossigeno
Z
Miscele di gas contenenti elementi non previsti dalla normativa
gico da utilizzare come riferimento per
una corretta scelta effettuata dall’utilizzatore e per semplificare le procedure di
qualificazione. Tale norma associa per
ogni gas o miscela un simbolo rappresentativo della sua reattività chimica
durante l’utilizzo, per quanto sia evidente che questo aspetto risulti fortemente correlato con lo specifico materiale base. Le Tabelle III e IV mostrano
in dettaglio la classificazione con riferimento anche alla composizione chimica
nominale.
Un punto di particolare interesse è la
purezza di gas e miscele allo stato di fornitura. Come accennato, risulta fondamentale conoscere i valori minimi di
purezza garantiti dalla normativa per
valutare, quando necessario, se richiedere prodotti maggiormente controllati.
Ad esempio, nel caso di miscele gassose
è possibile richiedere gli stessi valori di
purezza previsti per gas puri, per i quali
è ovviamente possibile esercitare un
maggiore livello di controllo sul tenore
di impurezze, dato il minor numero di
fasi necessarie alla loro preparazione.
Nella Tabella V sono riassunti i valori
minimi di purezza previsti dalla norma
europea in funzione della classificazione
di gas e miscele.
Si osservi, in particolare, come venga
messo in risalto il valore della temperatura di rugiada, fortemente correlato con
il tenore di vapor d’acqua presente nel
prodotto. Per materiali base particolarmente sensibili al problema della criccabilità a freddo così come alla formazione
di porosità da idrogeno in zona fusa (si
pensi alla saldatura a filo continuo di
alcune leghe di alluminio), può risultare
fondamentale diminuire il valore della
temperatura di rugiada e, di conseguenza, del tenore di umidità contenuto.
È bene ricordare, al proposito, che la
correlazione tra la temperatura di
rugiada e il tenore di vapor d’acqua non
è lineare (ad esempio, un aumento della
temperatura da -50 a -44 °C si traduce in
un raddoppio del tenore di vapor
d’acqua presente (da 40 a 80 ppm).
Si riporta infine nella Figura 9 uno
schema riassuntivo della classificazione
dei gas in accordo alla norma statunitense AWS A 5.32/A 5.32M “Specification for welding shielding gases”.
TABELLA IV - Composizione dei gas di protezione secondo UNI EN ISO 14175.
Simbolo
Componenti in % (rispetto al volume)
Gruppo
identific.
Gruppo
1
2
3
1
2
3
4
0
1
2
3
4
5
6
7
1
2
3
4
5
1
2
1
2
1
2
3
4
5
1
I
M1
M2
M3
C
R
N
O
Z
Ossidanti
|
CO2
O2
0.5÷5
0.5÷5
0.5÷5
5÷15
15÷25
0.5÷5
5÷15
15÷25
15÷25
15÷25
25÷50
25÷50
5÷25
25÷50
100
Resto
0.5÷3
0.5÷3
3÷10
3÷10
0.5÷3
3÷10
0.5÷3
3÷10
10÷15
2÷10
10÷15
10÷15
Inerti
Ar
100
Resto
Resto
Resto
Resto
Resto
Resto
Resto
Resto
Resto
Resto
Resto
Resto
Resto
Resto
Resto
Resto
Resto
Resto
100
0.5÷95
0.5÷5
0.5÷30
0.5÷15
15÷50
Resto
Resto
Resto
0.5÷10
0.5÷50
100
0.5÷5
5÷50
0.5÷10
Resto
100
Miscele contenenti altri gas
TABELLA V - Purezza ed umidità dei gas di protezione secondo UNI EN ISO 14175.
Gruppo
Purezza minima
(% rispetto al
volume)
T di rugiada
(a 1.013 bar)
in °C
Umidità
massima
(ppm)
R
99.95
-50
40
I
99.99
-50
40
M1a
99.90
-50
40
M2a
99.90
-44
80
M3a
99.90
-40
120
Ca
99.80
-35
200
N
99.90
-50
40
O
99.50
-50
40
a azoto: 1 000 ppm massimo
Riducenti | Non reattivi
He
H2
N2
Riferimenti bibliografici e normativi
•
•
•
•
•
•
Figura 9 - Classificazione dei gas secondo
AWS A 5.32/A 5.32M.
Welding Journal, May 2008: «Choosing shielding
gases for GMAW».
Welding Handbook Vol. 2 9th edition, Welding
Processes, Part 1.
Istituto Italiano della Saldatura: «Saldatura con
processo a filo continuo con e senza protezione di
gas», Genova 2008.
AWS Committee on arc welding and cutting, 1994:
«Recommended practises for gas metal arc welding,
ANSI/AWS C5.6-94R», Miami: American Welding
Society, Tables 3-4.
UNI EN ISO 14175:2008: «Materiali d’apporto per
saldatura. Gas e miscele di gas per la saldatura per
fusione e per i processi connessi».
AWS A 5.32/A 5.32M: «Specification for welding
shielding gases» (R2007).
OMNISCAN
OMNIS
CAN
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FFunzione
unzione weld
weld per
per OmniScan
OmniScan
Entry lev
level
el
livello
Strumenti ad alto liv
ello tecnologico
array
anche con funzioni phased arr
ay e TTOFD
OFD
rilevatori
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Scienza
e
Tecnica
Il panorama normativo inerente al controllo ad onde guidate
Le onde guidate sono state studiate principalmente all’interno di università
inglesi ed americane e sono state rese
industrialmente applicabili da società
anglosassoni.
Ormai sono circa dieci anni che appare c c h ia tu re a d o nde gui dat e sono
vendute e utilizzate nel mondo ma, nonostante ciò, problematiche principalmente di tipo commerciale hanno ritardato la nascita di standard normativi in
ambito internazionale.
In ambito IIW (International Institute of
Welding) è già da più di due anni operativo un gruppo di lavoro dedicato alle
onde guidate, proprio con lo scopo di
redigere un documento che possa poi
essere proposto in ISO come standard
normativo.
La Commissione V, all’interno della Sottocommissione VC Ultrasuoni, ha infatti
deciso nella Conferenza Internazionale
di Graz (Austria) del Luglio 2008 di istituire questo gruppo di lavoro, conferendone il coordinamento all’Ing. Francesco Bresciani dell’Istituto Italiano della
Saldatura.
Il coordinamento di questo gruppo di
lavoro all’Italia ha ragion d’essere in
quanto nel nostro Paese (per una volta
primi al mondo!) è stato redatto uno
standard normativo dedicato alle onde
guidate.
Infatti, in ambito UNI, con il coordinamento dell’Istituto Italiano della Saldatura, è stato creato il primo standard
normativo al mondo sul controllo ad
onde guidate di tubazioni.
Il documento normativo “Prove non
distruttive - Controllo di tubazioni in
ac c i aio fuor i ter r a m ediante onde
guidate a propagazione assiale”, recentemente ratificato dall’UNI, sarà pubblicato con la designazione UNI TS 11317.
Questo documento, di tipo sperimentale,
stabilisce le regole per il controllo con
onde guidate di tubazioni fuori terra e di
brevi attraversamenti stradali incamiciati.
Esso è stato volutamente limitato alle
applicazioni consolidate del controllo
ad onde guidate, tralasciando applicazioni più complesse (ad esempio tratti
interrati e bitumati, tubi inghisati, ecc.)
che possono essere effettuate con questa
tecnica, previo opportuna esperienza e
dettagliata procedura che attesti la validazione dei risultati.
Il documento esplicita il carattere puramente di screening qualitativo per
ricerca della corrosione dell’ispezione
ad onde guidate e fornisce indicazioni
sulle tecniche integrative di dettaglio che
debbono essere applicate per verificare e
dimensionare le indicazioni rilevate.
Lo scopo del documento non è, infatti,
solo quello di fornire indicazioni sul
metodo ma anche quello di dare un
esaustivo strumento per l’ispezione
globale della tubazione, integrando al
controllo con onde guidate tutte quelle
tecniche complementari necessarie alla
valutazione finale dello stato conservativo della linea.
Tra le tecniche integrative citate si fa
riferimento:
• all’esame visivo, da effettuarsi su
tutti i tratti accessibili della linea;
• al rilievo spessimetrico con ultrasuoni, finalizzato a ricercare lo spessore di origine del componente installato. È infatti importante segnalare
che il controllo ad onde guidate non è
in grado di rilevare la presenza di un
tubo di schedula inferiore rispetto ai
restanti;
• al controllo ultrasonoro difettoscopico per ricerca corrosione, per il
dimensionamento e la verifica di
indicazioni di corrosione interna e
per il controllo delle aree di fissaggio
dell’anello, zona morta per il controllo ad onde guidate.
Al termine dell’ispezione condotta, il
documento richiede non solo la stesura
di un rapporto di prova per il controllo
ad onde guidate ma anche un resoconto
finale che riassuma i risultati ottenuti
sia dal controllo ad onde guidate sia
dalle verifiche di dettaglio effettuate.
L o s p i r i t o c o n c u i è s t a t o re d a t t o
l’UNI TS 11317 è quello di dare chiara
informazione sulle capacità ma anche
sui limiti del controllo ad onde guidate,
suggerendo all’utilizzatore e portando a
Scienza e Tecnica
conoscenza del committente del controllo il modo più corretto di operare in
situazioni reali.
Ad esempio, in considerazione del fatto
che la sensibilità di esame è correlata
alla riduzione di sezione trasversale, il
documento consiglia, su tubazioni di
diametro superiore a 26”, l’impiego di
ampio campionamento con tecniche
complementari per la ricerca della corrosione interna in parallelo al controllo
ad onde guidate, in quanto esso da solo
può non rilevare piccoli crateri isolati.
Vengono inoltre forniti limiti anche:
• sul campo di temperature di parete
dei tubi ove effettuare il controllo (tra
0 e 70 °C);
• sulla lunghezza massima della scansione in condizioni ottimali (100 m);
• sul numero di curve ispezionabili
senza ripetere la scansione (si consiglia di ripetere la scansione dopo
ogni curva e, quando ciò non è possibile, di valutare il tratto dopo una
curva solo in assenza di riflessioni
non chiaramente correlabili a caratteristiche geometriche).
Si pone l’accento sulle limitazioni al
controllo che potrebbero nascere su
linee in impianto a causa della tortuosità del circuito e, nel caso di controllo
di attraversamento stradale, si rimarca
che la lunghezza del tratto controllato
deve essere comprovata dalla riflessione
di una caratteristica geometrica della
linea (ad esempio una saldatura).
Per quanto concerne il personale che
esegue il controllo ad onde guidate, il
documento prevede che esso debba
essere qualificato, qualora esista un
programma di certificazione approvato,
in conformità alla UNI EN 473 o ad
altra norma equivalente nel settore
industriale interessato.
Inoltre, tenuto conto della tipicità del
controllo e della differenza tra le diverse
strumentazioni sul mercato, si pone l’accento sulla necessità di un’adeguata formazione alla specifica apparecchiatura
in uso.
La necessità di disporre di una certificazione dedicata secondo UNI EN 473 nel
metodo ad onde guidate, non esplicitamente previsto ma comunque possibile
qualora si metta in atto un programma
di certificazione approvato, ha spinto la
maggior parte degli enti di certificazione per il personale PND presenti in
Italia (tra i quali anche l’Istituto Italiano della Saldatura) ad attrezzarsi in
tal senso.
Infine, l’UNI TS 11317 contiene un’appendice informativa che illustra una
metodologia di verifica periodica della
strumentazione ad onde guidate allo
scopo di accertarsi sul mantenimento
del grado di sensibilità dell’apparecchiatura, del rapporto tra segnale e
rumore e, per le strumentazioni che lo
consentono, della determinazione della
posizione angolare dei difetti.
Dott. Ing. Francesco Bresciani
IIS
International Institute of
European
Welding Federation
Notizie
IIW’s scientific and technical activities
Since its inception, the IIW established international groups of specialists (Commissions) to collectively study
the scientific phenomena related to welding and allied processes, the various ways in which they could be
applied more efficiently in the industrial context and the avenues through which the information collected could
be best communicated.The considerable work achieved by these Commissions, under the coordination of the
Technical Management Board (TMB), is considered an invaluable source of technical information for engineers
the world over.
Dr. Christoph Wiesner - United Kingdom
Chair of the IIW Technical Management Board (TMB)
• Composition of the Technical Management Board for 2009-2010
Dr. Christoph S.Wiesner (United Kingdom), Chair
Prof. Gary B. Marquis (Finland)
Dr. Arun Kumar Bhaduri (India)
Dr. Martin Prager (United States)
Dr. Luca Costa (Italy)
Prof. Américo Scotti (Brazil)
Prof. Madeleine du Toit (South Africa)
Dr. David Shackleton (United Kingdom)
Prof. Yoshinori Hirata (Japan)
Prof. Yixiong Wu (P.R. of China)
Mr. Ernest D. Levert (United States)
Prof. Sook-Joo Na (Korea)
Dr. Henri-Paul Lieurade (France)
IIW TECHNICAL COMMISSIONS
Commission I: Thermal Cutting and Allied Processes
Chair: Prof.Veli Kujanpää (Finland)
Sub-Commissions and Working Groups:
C-l-C: Thermal Spraying
C-l-E: Thermal Cutting and Related Processes, Chair: Dr. David Howse (United Kingdom)
C-I-LCWG: Laser Cutting Working Group, Chair: Prof.Veli Kujanpää (Finland)
General Working Programme: Laser cutting - Gases in thermal cutting - Cutting systems - Cutting automation - Safety - Quality - Thick
section cutting - Remote cutting - Simulation - Joint preparation
IIW-EWF Notizie
Commission II: Arc Welding and Filler Metals
Chair: Mr.Vincent van der Mee (The Netherlands)
C-II-A: Metallurgy of Weld Metal, Chair: Dr.Thomas Kannengiesser (Germany)
C-II-C:Testing and Measurement of Weld Metals, Chair: Dr. Gerhard Posch (Austria)
C-II-E: Standardization and Classification of Weld Filler Metals, Chair: Mr. David Fink (United States)
General Working Programme: Hydrogen in weld metal - Chemical reactions - Weld metal cracking - Ferrite in weld metal - Corrosion The constitution of welds - Study and testing methods on the effect of ferrite in weld metal - Hot cracking and micro fissuring - Testing
of high-strength weld metals - Testing of creep and heat-resistant weld metal - Standardization
Commission III: Resistance Welding, Solid State Welding and Allied Joining Processes
Chair: Dr. Miro Uran (Slovenia)
C-III-A: Resistance welding and allied processes, Chair: Mr. Menachem Kimchi (United States)
C-III-A-WGA1:Testing of Welds, Chair: Mr. André Galtier (France)
C-III-A-WGA2: Monitoring and Control, Chair: Dr. Miro Uran (Slovenia)
C-III-A-WGS: Standardization, Chair: Dr. Kin-ichi Matsuyama (Japan)
C-III-B: Friction-based Processes, Chair: Prof. Dr.-Ing. Jorge dos Santos (Germany)
C-III-B-WGB1: Standardization on FSW, Chair: Mr. Dave Boiser (United States)
C-III-B-WGB2: Mechanical Properties Database, Chair: Dr. Hidetoshi Fuji (Japan)
C-III-B-WGB3: Modelling for FSW, Chair: Dr. Laurent d'Alvise (Belgium)
C-III-B-WGB4: Standardization on Friction-based Spot Welding Processes, Chair: Dr. Axel Meyer (Germany)
Commission IV: Power Beam Processes
Chair: Mr. Ernest D. Levert (United States)
General Working Programme: Preliminary Evaluations on Laser /Tandem GMA - Hybrid Welding Phenomena of Aluminium or Steel with YAG Laser and TIG/MAG Arc - Analytical Model for Wetting Length - Electron Beam Welding of
Steel Sheets Treated by Nitro-oxidation - Laser Welding of Dissimilar Aluminium Alloys with Filler Materials - Improvement of Friction Energy Loss of Machinery Parts by Indirect Laser Peening - Electron Beam Welding of 21-6-9 Stainless Steel Using Both Circle Deflection and Defocus Setting - Influence of Parameters on Penetration, Speed and Bridging in Laser
Hybrid Welding
Commission V: Quality Control and Quality Assurance of Welded Products
Chair: Mr. Philippe Benoist (France)
C-V-A: Radiography-based Weld Inspection Techniques, Chair: Prof. Dr. Uwe Ewert (Germany)
C-V-Aa: Industrial Radiology, Chair: Mr. Uwe Zscherpel (Germany)
C-V-C:Weld Inspection Techniques based on Ultrasound, Chair: Mr. Eric Sjerve (Canada)
C-V-Ca: Phased Array Inspection of Welds, Chair: Mr. Mike Moles (Canada)
C-V-Cb: Long Range Ultrasonic Testing, Chair: Mr. Francesco Bresciani (Italy)
C-V-E:Weld Inspection Techniques based on Electric and Magnetic Fields,Thermal Techniques, Chair: Dr. Gerd Dobmann (Germany)
C-V-Ea: MMM-Technique, Chair: Dr. Anatoly Dubov (Russian Federation)
C-V-F: NDT Reliability, Chair: Mr. Philippe Benoist (France)
Commission VI: Terminology
Chair: Dipl.-Ing. Dietmar Rippegather (Germany)
WG-1: IIW Thesaurus, Chair: Ms. Sheila Thomas (United Kingdom)
General Working Programme: Work on various multilingual collections of terms, both new and revised
Main topics considered: Joining of plastics - Arc welding - Resistance welding - Laser welding - Friction stir welding Special processes - Thermal cutting
IIW-EWF Notizie
Commission VIII: Health, Safety and Environment
Chair: Dr. Luca Costa (Italy)
General Working Programme: Study of phenomena which occur during welding and potentially affect the health and
safety of welders and the environment
Main topics considered: Welding fumes and Ultra-fine particles - Effect of welding parameters on fume - Risk
Assessment - Personal protection equipment - Regulation and legislation aspects - Noise at welders - Lung cancer,
EMF - Standardization
Commission IX: Behaviour of Metals Subjected to Welding
Prof. Dr.-lng.Thomas Boellinghaus (Germany)
C-lX-C: Creep and Heat-resistant Welds, Chair: Ass. Prof. Dr.-Ing. Peter Mayr (Austria)
C-lX-H:Weldability of Stainless Steels, Nickel-based Alloys and Heat-resisting Steels, Chair: Dr. Leif Karlsson (Sweden)
C-lX-L: Low Alloyed Steel Welds, Chair: Prof.Toshihiko Koseki (Japan)
C-IX-NF:Weldability of Non-ferrous Materials, Chair: Prof. Dr.-Ing. Jorge dos Santos (Germany)
Main topics considered: Modelling Procedures - Cracking Phenomena in Welds - Sensitization of High Alloyed Steels - Corrosion Testing
of Welds - Creep-Resistant Joints - Synchrotron Radiation and Testing
Commission X: Structural Performances of Welded Joints - Fracture Avoidance
Chair: Dr. Mustafa Koçak (Turkey)
JWG X-XV: Residual Stress and Distortion Prediction and Control, Chair: Prof. Pingsha Dong (United States)
Main topics considered: Fitness for Service - Mismatch - Toughness Testing - Laser Welding - Residual Stresses
Commission XI: Pressure Vessels, Boilers and Pipelines
Chair: Dr. Martin Prager (United States)
C-Xl-A: Correlation of Toughness Data, Chair: Prof. Dr. Sonja Felber (Austria)
C-Xl-E:Transmission Pipelines, Chair: Dr. David Yapp (United Kingdom)
C-Xl-H: Performance of Welds for Hydrogen Service, Chair: Prof. Dr. Bilal Dogan (Germany)
JWG IX-XI: Creep of Weldments
Main topics considered: Pipeline Welding - Creep Strength Reduction Factors for Welds - Hydrogen Effects on Pipeline Steels Estimating Fracture Toughness - Dissimilar Welds - Cracking of Welds in High-Strength Pressure Vessel Steel Welds
Commission XII: Arc Welding Processes and Production Systems
Chair: Prof.William Lucas (United Kingdom)
C-XII-A: Sensors and Control, Chair: Prof. J.S. Smith (United Kingdom)
C-XII-B: Arc Welding Processes, Chair: Mag. H. Hackl (Austria)
C-XII-C: Production Systems and Applications, Chair: Mr. S. Asai (Japan)
C-XII-D: Underwater Engineering, Chair: Prof. I. Richardson (The Netherlands)
C-XII-E: Quality and Safety in Welding, Chair: Prof. D. Rehfeldt (Germany)
Main topics considered: Update on developments in arc welding processes - Developments in consumables - Advances in hybrid
laser/arc welding - Recent developments in production systems - New applications of arc and laser-arc welding processes - Vision
systems - Classification of the modes of metal transfer in GMAW
IIW-EWF Notizie
Commission XIII: Fatigue of Welded Components and Structures
Chair: Prof. Gary B. Marquis (Finland)
C-XIII-WG1: Fatigue Testing and Evaluation of Data for Design, Chair: Dr. Guy Parmentier (France)
C-XIII-WG2:Techniques for Improving the Fatigue Strength of Welded Joints, Chair: Prof. Per J. Haagensen (Norway)
C-XIII-WG3: Stress Analysis, Chair: Prof.Wolfgang Fricke (Germany)
C-XIII-WG4:The Influence of Weld Defects in Fatigue-Loaded Structures, Chair: Dr. Henri-Paul Lieurade (France)
C-XIII-WG5: Life Extension of Welded Structures by Repair, Retrofitting and Structural Monitoring, Chair: Prof. Dr.-Ing.Takeshi Mori
(Japan)
JWG XIII-XV: Fatigue Design Rules, Chair: Prof. Adolf Hobbacher (Germany)
JWG X-XIII-XV: Residual Stress and Distortion Prediction in Welded Structures (RSDP), Chairs: Prof. Helmut Wohlfahrt (Germany) and
Prof. Pingsha Dong (United States)
General Working Programme: Continuation of work on the document “Guidance for the application of the best practice guide on statistical analysis of fatigue”- Publication of the joint C-XIII/C-XV document “IIW Recommendations for Fatigue Design of Welded Joints
and Components” as a book - Initiation of work on a fatigue performance-based weld classification to supplement current fatigue
design guidelines - Approval to publish “IIW Recommendations for Post-weld Improvement of Steel and Aluminium Structures” as a
book - Initiation of a new document on improvement factors for high strength steel and high frequency peening methods - Preparation
to publish “Retrofitting Engineering for Steel Bridge Structures” as a book during 2010 - Publication of “Guideline for the Fatigue
Assessment by Notch Stress Analysis for Welded Structures” as a book - Preparation of a Best Practice document on statistical evaluation of fatigue data obtained from welded specimens
Commission XIV: Education and Training
Chair: Mr.Victor Y. Matthews (United States)
Commission XIV is very actively examining ways to improve the shortage of certified welders worldwide.There are
some universal issues involving qualified instructors and qualified students. At the same time, this Working Unit has
also prioritized the enhancement of the image of welding.
Member Countries are invited to submit their training resources to be shared amongst all ANBs and consequently, to
all Member Country ATBs.This will advance the promotion of standardization and also avoid duplication, as well as assist new ANBs
and developing countries in particular.This approach is geared to become a key strategy, to be included in the Best Practices section of
the Commission’s Strategic Plan.
Commission XV: Design, Analysis and Fabrication of Welded Structures
Chair: Mr. Robert E. Shaw (United States)
C-XV-A: Analysis, Chair: Prof. Dr.-Ing.You Chul Kim (Japan)
C-XV-B: Design, Chair: Mr. Peter Ostrowski (Canada)
C-XV-C: Fabrication, Chair: Mr. Robert E. Shaw (United States)
C-XV-D: Planar structures, Chairs: Dr. Koji Azuma (Japan) and Mr. Krishna Verma (United States)
C-XV-E:Tubular Structures, Chair: Mr. Xia-Ling Zhao (Australia)
C-XV-F: Economy, Chair: Prof. Dr. Karoly Jarmai (Hungary)
JWG XIII-XV: Calculation of Welded Joints Subject to Dynamic Load, Chair: Prof. Dr.-Ing. Adolf Hobbacher (Germany)
JWG X-XlII-XV: Residual Stresses and Distortion Prediction and Control, Chairs: Prof. Dr.-Ing Helmut Wohlfahrt (Germany) and
Prof. Pingsha Dong (United States)
Main topics considered: FEM / FEA - Modelling, Assessment of Results - Fillet Weld Analysis and Design - Buckling - Residual Stress and
Distortion Prediction - Repair - Fatigue - Bridges and Buildings - Seismic Performance - Tubular Structures - High-Strength Steels - Elongation and Design - Residual Life Assessment - Effects of Fabrication e.g. Hot Dip Galvanizing - Ductility of Weld Metal/HAZ - Wind
Turbine Towers - Economy and Optimization - Robustness, Progressive Collapse, Impact and Explosion - Fitness-for-Purpose for Static
Loading - Quality, Safety, Strength, Reliability and Inspection
IIW-EWF Notizie
Commission XVI: Polymer Joining and Adhesive Technology
Chair: Prof. Dr.-Ing.Volker Schöppner (Germany)
Main topics considered: Hot plate welding - Vibration welding - Laser welding - Computer simulation
Ultrasonic welding - Plastic welding terminology
Commission XVII: Brazing, Soldering and Diffusion Bonding
Chair: Dr.Warren Miglietti (United States)
C-XVII-A: Brazing
C-XVII-B: Diffusion Bonding
C-XVIl-C: Soldering
Main topics considered: Ceramic to Ceramic and Ceramic to Metal Brazing - Wide Gap Brazing - Brazing in Microsystems - Brazing of
Intermetallics - Repair Brazing - Laser Brazing - Applications of Vacuum-Brazed and Diffusion-Bonded Joints - NDT of Brazed and
Diffusion Bonded Joints - Surface Brazing - Arc Brazing (e.g. MIG brazing and Laser Brazing) - Low temperature Brazing - Diamond
and Super-abrasive Joining - Development of New Brazing Filler metals - Testing Methods of Brazed and Diffusion-Bonded Joints Brazing of Al and Ti-based alloys
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Pubblicazioni IIS
Controllo con liquidi penetranti
Il metodo con liquidi penetranti continua ad essere uno dei controlli superficiali di maggiore applicazione, sia in fase di fabbricazione che in attività
ispettive di manutenzione.
L’impiego progressivo di materiali non ferromagnetici, come gli acciai inossidabili austenitici, le leghe di nichel e le leghe leggere di alluminio o titanio,
soprattutto su manufatti di elevata criticità di servizio (industria aeronautica ed aerospaziale, industria chimica e petrolchimica, impianti per la produzione di energia) ha determinato il continuo affinamento delle caratteristiche di questo metodo di controllo, richiedendo, al contempo, una
migliore conoscenza delle corrette procedure applicative.
La presente dispensa si propone quindi di approfondire tutti gli aspetti di
un metodo di controllo, spesso considerato di facile utilizzo ed alla portata
di personale anche poco addestrato, al fine di permettere, a tutti coloro che
vogliono correttamente operare, una completa conoscenza delle sue possibilità diagnostiche e dei suoi inevitabili limiti.
La dispensa è pertanto un valido supporto per la preparazione del personale che intenda ottenere la qualificazione al livello 3, ed ovviamente al
livello 2, secondo la normativa europea EN 473 o la Raccomandazione SNTTC-1A dell'ASNT.
Indice
1.
2.
3.
4.
5.
6.
7.
Principi base del controllo con liquidi penetranti
Caratteristiche chimico-fisiche dei prodotti liquidi penetranti
Principi di ottica ed apparecchi di illuminazione
Impianti per esami con liquidi penetranti
Ecologia: trattamento delle acque
Indicazioni: morfologia, origine e valutazione
Qualificazione e controllo dei prodotti liquidi penetranti
Appendice: esempi di difettologia rilevabile con liquidi penetranti.
Norme. Leggi e decreti.
Divisione PRN
Maura Rodella
16141 GENOVA
Tel. 010 8341385
Fax 010 8367780
www.iis.it
LeggiDecreti
e
A proposito di responsabilità amministrativa e di sue
“esimenti”
Finalmente nei convegni, sulle riviste di
categoria e nelle cronache dei quotidiani si parla oggi del sistema sanzionatorio derivato dal Dlgs. 231/2001 che ha
aggiunto alla sanzionabilità penale la
responsabilità amministrativa di enti,
associazioni, società, cooperative, nella
presumibile maggiore efficacia /deterrenza di questa normativa.
Nella legge in questione, a dirlo in
parole semplici, vi è anche un possibile
rimedio, vale a dire un efficiente rifugio
per le aziende virtuose che oltre al
codice etico abbiano istituito dei modelli
di organizzazione e di gestione ed assicurino attraverso organi propri la vigilanza e la rispondenza al modello adottato.
Sembrerebbe un panorama trasparente e
al riparo da insidie interpretative, in
realtà vi sono alcune complicanze di cui
dover tener conto.
Come è ormai noto la 231/01 è una
norma a carattere sanzionatorio a
innesco eventuale, capace quindi di
“ospitare” diverse fattispecie che attraverso di essa saranno sanzionate.
I contenuti, cioè i casi in cui scattano
sanzioni e procedure della 231/01,
vengono rapportati ai così detti “reati
presupposto” la cui enumerazione in
questi anni è andata via via incrementandosi (come si può leggere nelle duplicazioni, triplicazioni e repliche degli
articoli che li considerano). Per quanto
concerne il sistema di gestione della
sicurezza, salute e igiene del lavoro,
accanto ai reati (fra l’altro tutti di
natura “dolosa”) sono stati introdotti
due reati di natura “colposa” (articoli
589 e 590 del Codice Penale per delitti
relativi commessi con violazione delle
norme s ulla tutela e s icure z z a del
lavoro), per eventi purtroppo frequenti e
a volte anche di grande ricaduta mediatica come la morte di lavoratori o gravi
infortuni derivati.
È nata quindi una sensibilità maggiore
verso questo sistema punitivo perché le
sanzioni non soltanto pecuniarie ma
anche interdittive sono grandemente
paventate nelle aziende.
Si appunta pertanto l’attenzione ai
“modelli”, utili a scagionare l’ente sotto
l’aspetto della responsabilità amministrativa, e alla loro applicazione.
E qui sorgono le difficoltà per gli interessati.
Mentre le disposizioni per la redazione
di modelli di organiz z az ione e di
gestione a valere per tutti reati (dolosi)
presenti e anche per quelli inserendi in
futuro si leggono nella legge generale
(cioè nel caso nel testo della 231/01) e
consentono una certa libertà, se non
fantasia, per i redattori i quali possono
comunque fare riferimento a linee di
indirizzo delle associazioni di categoria
le quali possono attingere anche ad
approvazioni dirette o implicite da parte
dell’autorità centrale [esempio di coregolazione pubblico/privato dell’attività di autodisciplina], nella nicchia
rappresentata dalle violazioni delle
norme di sicurezza del lavoro (che sono
entrate attraverso la legge 123/07 nel
Testo Unico della Sicurezza 81/2008)
l’articolo 30 del Testo Unico in particolare ha “bloccato” le fonti di riferimento per i costruttori, modelli per l’esim enz a in pres enz a dei d u e re a t i
gravissimi, ma pur sempre “colposi”,
sopra menzionati.
L’articolo 30 citato infatti pone due soli
standard di riferimento: nella sua prima
applicazione (in oggi vigente) riconosce
come matrice inderogabile la Linea
guida UNI-INAIL per il sistema di
gestione della salute e della sicurezza
sul lavoro (SGSL del 28 Settembre 2001)
o, unica alternativa, il British Standard
OSHAS 18001:2007, norme che esplicitamente “si presumono conformi” ai
requisiti di cui all’articolo 30 del T.U.,
eccezione fatta in futuro per possibili
ulteriori modelli di organizzazione e di
gestione aziendale da indicarsi dalla
competente Commissione Permanente
prevista all’art. 6 del Testo Unico.
Ovviamente mentre in tutto il restante
schema la 231/01 è applicabile, proprio
in tema di SGSL ha la propria eccezione: in virtù del principio - a datazione
immemorabile - per cui in tutto il diritto
le norme speciali (cioè particolari) prevalgono sulle norme generali, il modello
previsto per tutti gli altri “reati presupposto” non funziona in presenza dei due
delitti colposi sopra ricordati e necessita
Leggi e Decreti
ai fini dell’esimente della massima concordanza con le linee guida imposte
dallo stesso articolo 30.
Questi sono i gravosi compiti di coloro
che redigono modelli di organizzazione
e di gestione aziendale, considerando
che ogni azienda, poiché è facile incorrere in violazioni di legge appartenenti
al fronte “generalista” e al fronte specifico (SGSL), non può limitarsi ad ispi-
rarsi ad un modello derivato dalla generalità, es. dalle associazioni di categoria, o da gruppi aziendali maggiori,
avendo la necessità di predisporre la
barriera anche per i reati “colposi” frequenti e specifici.
Il che obbliga gli estensori dei modelli in
prima linea, e in seconda gli stessi
attuatori, a predisporre e a utilizzare in
opposti versanti gli schemi che legge
generale (231/2001) e legge speciale
(art. 30 T.U.) impongono.
È questa la nuova attuale frontiera della
scienza applicata.
Avv. Tommaso Limardo
Docente di Diritto della sicurezza
e dellʼambiente
Consulente aziendale
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Dalle
Aziende
Combirex: nuova macchina ESAB
per taglio plasma e ossigas
La nuova macchina ESAB Combirex per
taglio automatico plasma e ossigas
dispone di un sistema di guida ad alte
prestazioni ed è basata su un portale
progettato per tagli di elevata precisione
con larghezza utile fino a 3500 mm.
Dotata del sistema di controllo numerico ESAB Vision 51 e con il software di
programmazione Columbus, la macchina Combirex può essere facilmente
integrata in un ciclo di produzione automatizzato.
La st ruttur a com patta cons ente di
ridurre lo spazio occupato e la posizione
ribassata delle rotaie di guida facilita le
operazioni di carico e scarico delle
lamiere e dei pezzi tagliati. La lunghezza
delle rotaie di guida può essere estesa
anche in un secondo tempo e, grazie alla
struttura modulare, la macchina potrà
essere aggiornata con opzioni aggiuntive per far fronte a nuove esigenze produttive future.
Per adattarsi ad una molteplicità di
applicazioni, la Combirex può essere
dotata di torcia per taglio plasma, o di
cannelli ossigas (fino a quattro), oppure
con una combinazione di torcia plasma
e cannelli ossigas (fino a tre). La possibilità di gestire fino a quattro carrelli
porta-torcia/cannelli offre grande versatilità e flessibilità di impiego.
Con il sistema di taglio m3 Plasma si
ottengono tagli di precisione su spessori
fino a 60 mm, mentre con i cannelli
ossigas si possono tagliare lamiere fino
a 200 mm di spessore.
La macchina è disponibile in diverse
versioni, con larghezze di taglio fino
a 3500 mm. Il sistema di guida, basato
su pignone e cremagliera su entrambe
le vie di corsa, consente alta precisione
ed elevate velocità di posizionamento,
fino a 20 m/min. Il potente sistema
di azionamento digitale, con servomotori in AC, garantisce precisione ed
elevata dinamica su tutta la superficie
di taglio.
Il progetto e la costruzione della Combirex rispondono in pieno agli elevati
standard di qualità che caratterizzano
da anni i prodotti ESAB, noti per le
ridotte esigenze di manutenzione e per
la lunga durata in servizio.
ESAB Saldatura SpA
Via Mattei, 24 - 20010 Mesero (MI)
Tel.02 979681 - Fax 02 97289300
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Dalle Aziende
Chiude 27.BI-MU/SFORTEC:
60.047 visite per l’evento
promosso da UCIMU-SISTEMI PER
PRODURRE
S i è c h iu s a S a b a to 9 Ot t obre 2010
27.BI-MU/SFORTEC, biennale della
macchina utensile, robot e automazione,
in scena nei padiglioni del quartiere
espositivo di Fieramilano.
Co n 6 0 . 0 4 7 v is it e re gi st rat e ,
27.BI-MU/SFORTEC si conferma manifestazione di riferimento per gli operatori dell’industria manifatturiera mondiale, richiamati a Milano dall’ampia e
variegata offerta proposta da 1.223
imprese su una superficie espositiva
totale di oltre 90.000 metri quadrati.
Con 2.996 visitatori stranieri, in rappresentanza di 75 paesi, e con il 44% delle
imprese espositrici provenienti dall’estero, la manifestazione promossa da
UCIMU-SISTEMI PER PRODURRE
ribadisce il carattere internazionale.
Alfredo Mariotti, direttore generale
UCIMU-SISTEMI PER PRODURRE,
l’associazione promotrice dell’evento,
ha affermato: “I dati di chiusura di
questa edizione di BI-MU riflettono
esattamente il momento economico.
Così come la scorsa edizione della
mostra (2008) registrò numeri da record
in linea con l’andamento dell’economia
e del settore, questa edizione risente,
seppur parzialmente, della crisi che ha
provocato il blocco degli investimenti
per l’intero 2009.
Ora occorre attendere le prossime settimane per avere una indicazione più
precisa dei reali effetti di BI-MU quale
stimolo alla domanda, poiché l’afflusso
di pubblico nei cinque giorni di mostra è
stato positivo”.
“Gli espositori - ha continuato Alfredo
Mariotti - hanno espresso generale soddisfazione per l’esito della manifestazione che speriamo possa essere un ulteriore passo verso il rilancio dell’attività
dei costruttori di macchine utensili,
robot e automazione”.
“D’altra parte - ha affermato Giancarlo
Losma, presidente UCIMU-SISTEMI
PER PRODURRE - sebbene i dati presentati confermino che la ripresa è in
atto, grande timore resta per possibili
ricadute. Conosciamo la debolezza della
domanda interna, rispetto a quella
espressa dai mercati stranieri; per
questo motivo chiediamo che massima
attenzione venga dedicata allo studio di
i n c e n t i v i c h e p o s s a n o s o s t e n e re i l
sistema economico dalla base con
l’obiettivo di ridare vero slancio a tutta
la filiera”.
“In particolare - ha continuato Giancarlo Losma - l’associazione ribadisce
l a ne c e ssità dello s tr um ento degli
ammortamenti liberi - che da anni i
costruttori richiedono a gran voce - e
che negli Stati Uniti, proprio in questi
giorni, l’amministrazione sta deliberando, quale misura per ridare slancio
all’economia del paese.
Indispensabile poi è la nuova introduzione dello strumento di detassazione
degli utili reinvestiti nell’acquisto di
macchinari a elevata tecnologia, che
grande beneficio ha portato nei mesi
passati, cui si aggiunge il provvedimento di incentivi alla rottamazione dei
macchinari obsoleti, strumenti utili a
garantire, tra l’altro, il mantenimento
della competitività del nostro sistema
economico”.
L’ampia e variegata offerta di settore in
mostra a 27.BI-MU, che si è concretizzata nelle circa 3.000 macchine esposte,
per un valore complessivo di 300 milioni
di euro, è stata arricchita dal fitto programma di eventi collaterali volti a
valorizzare la partecipazione degli operatori presenti all’evento.
Dalle rassegne specialistiche quali, IL
MONDO DELLA SALDATURA, IL
MONDO DELL’ASSEMBLAGGIO, IL
MONDO DEGLI STAMPI e IL MONDO
DELLA FINITURA, ai convegni di
QUALITY BRIDGE, cui hanno partecipato oltre 900 persone, dedicati all’analisi delle tematiche di maggior interesse
per gli operatori del settore, a PIANETA
GIOVANI, uno spazio dedicato ai 5.005
studenti delle scuole superiori e dell’università che hanno visitato la
mostra.
Come da tradizione 27.BI-MU, clou dell’evento espositivo, è stata teatro dell’azione di promozione del made by Ital i ans se ttor iale, concer tata da
UCIMU-SISTEMI PER PRODURRE e
ICE, che ha previsto l’organizzazione di
un ciclo di incontri tra gli espositori italiani e 90 imprese utilizzatrici di ogni
parte del mondo.
Ad affiancare la biennale della macc hi na ut ens ile, com e di cons ueto,
SFORTEC, mostra della subfornitura
tecnica, di componentistica e lavorazioni strutturali, promossa da CIS-
COMITATO INTERASSOCIATIVO
SUBFORNITURA.
Pros s im o
appuntam ento
con
BI-MU/SFORTEC è dal 2 al 6 Ottobre
2012 presso il quartiere espositivo di
Fieramilano.
UCIMU-SISTEMI PER PRODURRE
Viale F. Testi, 128
20092 Cinisello Balsamo (MI)
Tel. 02 26255299 - Fax 02 26255214
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Il nuovo sistema plasma
HyPerformance da 800 A offre la
più ampia gamma di taglio e gli
spessori di taglio più elevati su
acciaio inox e alluminio
Hypertherm ha annunciato la disponibilità di un nuovo s is tem a pla sma
HyPerformance® da 800 A per il taglio
di lamiere di acciaio inox ed alluminio
di grande spessore. Oltre alla possibilità
di sfondare in produzione metalli con
spessore fino a 75 mm e di separare
metalli con spessore fino a 160 mm, il
sistema consente di tagliare facilmente
le lamiere sottili (fino a 1 - 2 mm) senza
la necessità di sostituire la torcia.
Il nuovo s is tem a H yPer for ma n c e
HPR800XD è in grado di sfondare le
lamiere spesse grazie alla tecnologia
PowerPierce™. Questa tecnologia brevettata elimina la necessità di eseguire
dei prefori e riduce al minimo i danni
alla torcia grazie ad uno schermo raff re d d a t o a l i q u i d o c h e re s p i n g e i l
metallo fuso durante lo sfondamento ed
il taglio. Durante i test, Hypertherm non
ha riscontrato alcun danno sui consumabili né alcuna riduzione della qualità
di taglio, anche dopo 400 sfondamenti di
lamiere di acciaio inox da 75 mm.
Il nuovo HPR800XD offre la più ampia
Dalle Aziende
gamma di processi disponibile sul
me rc a to , fo r n e ndo al l ’ope rat ore
un’estrema versatilità. Con una corrente
variabile tra 30 e 400 A, gli operatori
possono usare i processi plasma HyPerformance di marcatura, taglio inclinato
e taglio retto sull’acciaio al carbonio,
l’acciaio inox e l’alluminio. È inoltre
possibile usare processi ad 800 A; in
questo modo gli operatori possono
tagliare acciaio inox ed alluminio di
elevato spessore con lo stesso sistema.
Finora, le carpenterie metalliche che
avevano bisogno di tagliare un’ampia
gamma di metalli e di spessori dovevano
usare due o più sistemi per eseguire i
loro lavori.
Tra gli altri vantaggi della nuova tecnologia Hypertherm citiamo la consolle
del gas automatica opzionale che offre
maggiore produttività e facilità d’uso; la
possibilità di eseguire tagli retti, tagli
inclinati e marcature con lo stesso set di
consumabili; l’utilizzo di una sola torcia
a sgancio rapido che consente una sostituzione veloce ed efficiente dei consumabili.
“Il sistema HPR800XD aumenta la versatilità del plasma HyPerformance per
soddisfare le esigenze dei clienti industriali, offrendo loro la possibilità di
eseguire tagli, marcature e tagli inclinati
sia su lamiere di acciaio inox ed alluminio di elevato spessore che su lamiere
metalliche sottili con un solo sistema”,
ha dichiarato Aaron Brandt, leader del
team sistemi meccanizzati Hypertherm.
“Inoltre, questo sistema offre la qualità
di taglio costante, l’elevata produttività
e l’affidabilità che i clienti HPR si aspettano”.
Si prevede che un elevato numero di
settori industriali - compresi quelli
nucleare, petrolifero e difesa - possano
ottenere dei vantaggi da questo nuovo
sistema Hypertherm. Anche i centri
servizi beneficeranno dell’HPR800XD
in quanto esso consentirà loro di avere
un solo sistema plasma HyPerformance
per soddisfare le esigenze dei più disparati settori e clienti.
HYPERTHERM EUROPE B.V.
Vaartveld, 9
4704 SE ROOSENDAAL (Olanda)
Tel. +31 (0)165 596932
Fax +31 (0)165 596901
www.hypertherm.com/eu
Drag-Gun Plus - Generatore per
taglio plasma manuale con
compressore integrato
Il Drag-Gun Plus della Thermal Dynamics è un sistema di taglio plasma portatile che libera l’operatore dall’ingombro del compressore.
Caratterizzato da una capacità di taglio
reale di 9 mm ed un Duty Cycle del 35%
a 35 A, il Drag-Gun Plus è un generatore dal design semplice ed è ideale per
l’utilizzo in ambienti che non hanno a
disposizione una sorgente d’aria (da
compressore o bombole).
Il Drag-Gun Plus utilizza la torcia PCH42ER della Thermal Dynamics con
impugnatura ergonomica che aumenta il
comfort e riduce il senso di fatica dell’operatore. Questa torcia è caratterizzata da un cappuccio dell’ugello di
piccole dimensioni che offre all’operatore una maggiore visibilità dell’arco
durante il taglio.
Tra le caratteristiche di questo sistema
abbiamo: un indicatore di surriscaldamento, la funzione di blocco e 2 anni di
garanzia (1 anno per la torcia). È disponibile su richiesta un kit essiccatore che
permette al compressore integrato di
funzionare ai massimi regimi in ambienti
con alto tasso di umidità.
THERMADYNE ITALIA Srl
Via Bolsena, 7
20098 San Giuliano Milanese (MI)
Tel. 02 36546801 - Fax 02 36546840
www.thermadyne.com
L’industria dei trasporti accende il
motore di MECSPE - La produzione
di autoveicoli ha registrato nel
primo semestre una crescita pari
al 24.3% rispetto al 2009
L’industria dei trasporti sarà protagonista della decima edizione di MECSPE,
la fiera internazionale delle tecnologie
di produzione organizzata da Senaf che
si svolgerà presso Fiere di Parma dal 24
al 26 Marzo 2011.
Secondo l’indagine congiunturale di
Federmeccanica, l’industria metalmeccanica, grazie al traino delle esportazioni, ha archiviato il primo semestre
con un incremento della produzione
dell’8.6% rispetto al 2009.
La produzione di autoveicoli ha registrato invece una crescita pari al 24.3%,
dato molto positivo ma che deve essere
analizzato alla luce degli andamenti fortemente recessivi del settore dei primi
sei mesi del 2009.
Per dare ulteriore “carburante” al
settore dei trasporti che da sempre rappresenta per l’industria italiana il
motore della crescita, MECSPE ha
ideato una serie di iniziative ed appuntamenti che, oltre a presentare le produzioni di eccellenza del Made in Italy e le
soluzioni più innovative per la mobilità
del futuro, si avvarranno della presenza
di esponenti di spicco del mondo industriale ed accademico che offriranno
una fotografia del comparto.
La Piazza della Mobilità Sostenibile
vedrà infatti, oltre alla presentazione
delle soluzioni tecnologicamente innovative per la produzione di mezzi elettrici e ad energie alternative per il tras por to di per s one e me rc i , l o
svolgimento di momenti di dibattito,
tavole rotonde e conferenze con la presenza di soggetti autorevoli quali ANCI,
l’associazione nazionale dei comuni italiani e ATA, l’associazione tecnica dell’automobile.
Tra i veicoli presenti all’interno dell’area i quadricicli MULO System progettati dal Politecnico di Milano e alimentati dall’energia elettrica prodotta
da pannelli solari posti sul tetto e, se
necessario, dall’energia muscolare del
guidatore. Realizzati con una logica
modulare prevedono una piattaforma di
base e quattro diversi moduli che vanno
a differenziare i veicoli in relazione alla
funzione da svolgere: trasporto merce,
trasporto persone, manutenzione aree
verdi e commercio ambulante.
All’interno della Piazza verrà presentato anche il progetto di mobilità sostenibile K-MOTUS ideato dal Politecnico
di Torino insieme a cinque aziende, tra
cui Actuatech, realtà che fa parte di I3P
(Incubatore Imprese Innovative) dell’ateneo torinese. Sempre del Politecnico di Torino sarà presente la Squadra
Corse che si è aggiudicata il premio speciale Elithion assegnato per la vettura
più performante equipaggiata con un
sistema di batterie al litio Elithion in
occasione della Formula Hybrid 2010.
Al centro della Piazza del Motorsport
sarà presente l’innovazione e l’eccellenza del Made in Italy della Dallara
Automobili che per il terzo anno consecutivo ha scelto di essere presente a
Dalle Aziende
MECSPE per presentare le sue novità e
supportare i suoi fornitori. Sarà inoltre
p re s e n t e i l P ro g e t t o F o r m u l a S A E
Racing team realizzato dall’Università
di Padova: un veicolo da competizione
realizzato dagli studenti del Dipartimento di Ingegneria che partecipa ai
campionati del mondo tra tutte le università. L’area di incontro e di confronto
per le aziende che operano nel settore
della cantieristica navale, della nautica
e nel settore delle tecnologie ad essa
collegate vedrà il suo centro nella
Piazza Nautech che avrà come assoluto
protagonista il gruppo di design nautico
Seaway che presenterà GreenLine, una
barca ibrida che utilizza sia un motore
diesel che uno elettrico.
La Piazza Bicitech sarà invece uno
spazio dedicato al mondo del ciclo in cui
transiteranno le tecnologie di progettazione e lavorazione più innovative e
dove verranno organizzati momenti formativi per raccontare ai visitatori l’interessante evoluzione di questo comparto
che negli ultimi anni ha modificato drasticamente le tecniche costruttive puntando su nuovi materiali più performanti. Al centro della Piazza sarà
presente l’eccellenza del comparto ciclo
con l’esposizione di telai in acciaio,
alluminio, titanio e carbonio ed il 25
Marzo ci sarà l’atto conclusivo del
“Bike Innovation Award - il miglior prodotto sul mercato”, il premio organizzato dalla rivista Bicitech che ha l’obiettivo di promuovere l’innovazione,
favorendo l’evoluzione tecnologica e di
conseguenza lo sviluppo economico del
mercato. Nell’area avrà luogo una
mostra di tutti i progetti selezionati dalla
commissione tecnica nel corso dell’anno
e sarà presente il prodotto vincitore.
Infine l’Unità Dimostrativa dal Progetto
all’Oggetto, il tradizionale e atteso
appuntamento per far incontrare design,
innovazione e tecnologia, assumerà una
nuova forma e sarà dedicata alle filiere
del settore automobilistico, ferroviario,
aereonautico, motor sport, e della mobilità sostenibile attraverso l’utilizzo di
lavorazioni e di materiali diversi come
l’alluminio, la plastica, il metallo ed il
titanio. Sono inoltre in via di sviluppo
aree dedicate ai settori aerospace e ferroviario ed è prevista per Giovedì 24
Marzo la Giornata dei Trasporti, un
appuntamento che proporrà approfondimenti sull’industria dell’auto, ferrovia-
ria e aerospaziale, con il coinvolgimento
di AIAD, ACARE e Finmeccanica.
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Via Ripamonti, 137 - 20141 Milano
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Una macchina innovativa basata
su CNC per il taglio di precisione
con getto d’acqua permette la
precisione di 1 micron - Diverse
sono le aree di applicazione:
medicale,automotive,elettronica,
aeronautica,aerospaziale,
produzione di orologi ed anche
alimentare
L’azienda che produce macchine di precisione MDC Max Daetwyler AG e la
società specializzata nel getto d’acqua
Waterjet AG, in collaborazione con
NUM, hanno sviluppato una innovativa
macchina per il taglio a getto d’acqua
basata su un CNC capace di tagliare
materiali entro ±1 micron, un risultato
che è 20 volte più accurato rispetto alle
macchine della concorrenza. La nuova
macchina WOMAJET/microWATERJET
è anche estremamente efficiente - essa
consuma molto meno acqua e abrasivi
rispetto ai sistemi tradizionali e si
appresta ad aprire aree applicative completamente nuove per questa tecnologia
di lavorazione dei materiali.
Molti dei materiali per la fabbricazione
di nuovi prodotti introdotti negli ultimi
anni reagiscono negativamente agli
effetti del calore durante la lavorazione.
Di contro, usando un getto d’acqua per
effettuare l’operazione di taglio si è certi
che la struttura del materiale resta immutata; inoltre, la tecnica può essere usata
virtualmente su ogni tipo di materiale,
anche su derrate alimentari, purché esse
non siano solubili in acqua. Alla luce di
questo, MDC Max Daetwyler, Waterjet e
NUM hanno scelto di combinare le loro
esperienze per sviluppare congiuntamente una macchina per il taglio a getto
d’acqua specificatamente per la lavorazione di precisione dei materiali.
La nuova macchina WOMAJET/microWATERJET offre uno stabile, preciso e
ripetibile processo di produzione capace
di creare contorni complessi - essa può
gestire spessori di materiale stretti fino a
20 micron (0.02 mm). La macchina usa
un getto d’acqua di precisione molto
elevata, con un diametro inferiore a 300
micron, e può tagliare materiali ad un
ritmo di 4000 mm per minuto. Tutti e tre
gli assi della macchina sono azionati da
servosistemi NUMDrive C; questi hanno
una densità di potenza molto elevata, che
aiuta a minimizzare la taglia del quadro
di controllo. Il controllo e l’automazione
della macchina sono gestiti da un sistema
CNC NUM Flexium, equipaggiato con
un HMI NUM FS152i per introdurre i
comandi da parte dell’operatore. La
macchina da taglio WOMAJET/microWATERJET può gestire una gamma
eccezionalmente diversificata di materiali. Questi comprendono materiali biocompatibili per applicazioni medicali,
kevlar, materiali in fibra di carbonio e
fibra di vetro come quelli usati nell’industria automotive, ed i tipi di materiali
specializzati ed i laminati usati nelle
industrie aeronautiche ed aerospaziali.
In ogni caso, tutte le operazioni di taglio
vengono eseguite senza degrado delle
caratteristiche o delle proprietà dei
materiali. Un’applicazione inusuale che
sta generando un considerevole interesse
è il taglio di precisione di componenti per
l’industria dell’orologeria, per gli
orologi meccanici di prestigiosi fabbricanti svizzeri che attualmente stanno
avendo una rinascita.
NUM SpA
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Dalle Aziende
SigmaTEK Systems rilascia
SigmaNEST Versione 9.0 La forza della semplicità!
SigmaTEK Systems LLC, con la sede a
Cincinnati, Ohio, offre SigmaNEST, un
sistema software CAD/CAM per la programmazione del taglio lamiera e per il
nesting automatico. SigmaNEST supporta un’ampia gamma di macchine da
taglio tra cui punzonatrici, laser, ossitaglio, plasma e waterjet.
SigmaTEK Systems ha rilasciato SigmaNEST Versione 9.0: una nuova esperienza utente votata all’efficienza.
Da sempre attenta alle esigenze dell’industria manifatturiera, SigmaTEK
Systems realizza, con SigmaNEST Versione 9.0, un nuovo standard operativo:
alla notoria perizia nello sviluppo di
soluzioni avanzate per il nesting automatico e di strumenti innovativi per il
calcolo del percorso di taglio migliore,
si abbina adesso una immediatezza di
programmazione che, unita alla gradevole interfaccia utente, assicura una
produttività senza precedenti.
“Sapevamo che la sola modifica dei
menu e dell’interfaccia non avrebbe
offerto il livello di cambiamenti che i
nostri clienti si aspettano per migliorare
i loro processi” dice Glenn Binder, vice
P re s id e n te in S igmaTE K Sy st e ms.
“Abbiamo ascoltato attentamente i
n o s t r i c l i e n t i e l e l o ro e s i g e n z e e d
abbiamo sviluppato nuove funzionalità
per assicurare gli alti livelli di efficienza
richiesti dai processi di lean manufacturing. SigmaNEST Versione 9.0 offre una
nuova esperienza nel mondo del CAM
lamiera, combinando semplicità e forza
della tecnologia, da sempre distintiva di
SigmaNEST”.
SigmaNEST Versione 9.0 permette una
agevole integrazione con sistemi ERP
avanzati, condividendo piattaforme dati
SQL per una profonda interazione con il
controllo di gestione, con la produzione
e con il controllo dei costi.
Tutte le implementazioni ottimizzano
aspetti specifici, quali le “interface
native” con SolidWorks, Autodesk
Inventor, Siemens NX e soluzioni Catia;
nuove funzionalità aggiuntive e personalizzabili basate su plugin-DLL per
una completa automazione di processo e
nuovi strumenti per il calcolo del percorso di taglio.
Una speciale attenzione è stata riservata
alla gestione ed al taglio di barre e
profili, alle operazioni di cianfrinatura
(con la capacità di riconoscere le informazioni di taglio bevel direttamente dal
modello 3D), alla gestione di pallettizzatori per lo scarico dei pezzi, all’ottimizzazione delle funzioni di lavorazione
utensili quali fresatura, punzonatura,
deformazione e foratura.
Di particolare rilevanza sono le operazioni di nesting automatico non presidiato (SigmaNEST Lights Out) per una
completa automazione di programmazione. Le operazioni Light Out controllano il magazzino materie prime, lo
stato di avanzamento e di consolidamento degli ordini, il carico di produzione macchina per macchina al fine di
consentire un gap competitivo per le
aziende che fanno innovazione ed automazione con SigmaNEST.
Per maggiori informazioni visita il sito:
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12066 Monticello d'Alba (CN)
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lo sviluppo dell’industria idrica e del gas viene utilizzato ogni anno da oltre
200.000 operatori italiani ed esteri
Il portale internet www.watergas.it con oltre 200.000 visitatori annui è
lo strumento di informazione e lavoro per tutti gli operatori interessati
allo sviluppo dell’industria dell’acqua e del gas in Italia;
Gli annuari AcquAgenda e GasAgenda con una diffusione di 7500 e
5000 copie rispettivamente, sono la versione stampata che contiene
tutti i dati presenti sul portale www.watergas.it per una consultazione
rapida e sempre disponibile;
Le banche dati dei gestori italiani dell’industria idrica e del gas sono lo
strumento per trasformare la visibilità offerta dagli annuari e del
portale internet in programmazione dell’attività di marketing e
sviluppo dei contatti.
700 aziende che offrono prodotti e servizi per la
progettazione, costruzione e gestione delle reti e
degli impianti per l’industria dell’acqua e del gas
già utilizzano gli strumenti del sistema informativo
di Com-Media per mantenere o attivare i contatti
con i propri clienti attuali e potenziali.
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abbinarli alle categorie dei prodotti offerti è
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di Com-Media o ha mai usato i censimenti
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Notiziario
Letteratura Tecnica
DVS Technical Codes on Plastics
Joining Technologies Selected
Translations - English Edition
Volume 3
Hessel J., Weinheim Düsseldorf 2008
(Germania), 170x240 mm, 600 pagine,
ISBN: 978-3-87155-982-2, € 100.75
Questo libro contiene
88 codici tecnici
(DVS) tradotti in
lingua inglese che
trattano la giunzione
delle materie plastiche nel settore delle
tubazioni, delle condotte, nella costruzione di serbatoi, nonché nella fabbricazione in serie di piccoli dispositivi e di
apparecchiature industriali.
Questi documenti sono stati compilati e
redatti dal Gruppo di Lavoro W4
“Joining of Plastics” del Comitato
Te c n i c o d e l l a “ G e r m a n We l d i n g
Society” (DVS).
Le diverse specifiche si occupano esclusivamente: della saldatura, delle giunzioni con adesivi e delle giunzioni meccaniche delle materie plastiche. Il campo
di attività considerato comprende: tutti i
processi di giunzione; la progettazione;
il calcolo strutturale; i metodi di controllo; le applicazioni pratiche dei diversi
processi di saldatura; la formazione pro-
fessionale ed i requisiti necessari alla
certificazione delle figure professionali
nel campo delle materie plastiche.
Il libro è consigliato per tutti coloro che
cercano informazioni pratiche sui vari
processi di giunzione, sui dispositivi e
sulle applicazioni, nonché sulla garanzia
della qualità.
DVS Media GmbH, Aachener Straße
172, D-40223 Düsseldorf (Germania).
Fax: +49 (0)211/1591-150
www.dvs-media.info
Fatigue and Fracture Mechanics:
36th Volume - STP 1508
Neu W.R., Wallin K.R.W., Thompson
S.R ., We s t Cons hohocken 2009
(PA-USA), 150x227 mm, 605 pagine,
ISBN 978-0-8031-3416-4, $ 139,00
Questo volume raccoglie tutte le
memorie presentate
e discusse alla
settima Conferenza
Internazionale
ASTM/ESIS sulla
resistenza a fatica e
sulla meccanica
della frattura, organizzata dal Comitato
E08 dell’ASTM in collaborazione con
l’European Structural Integrity Society
(ESIS), programmata nel Novembre
2007, in concomitanza con il Meeting
Internazionle sull’evoluzione dello stato
normativo del “Committee E08 on
Fatigue and Fracture” dell’ASTM. Dopo
una memoria introduttiva “Swedlow
Memorial Lecture” sull’analisi di una
serie di risultati di prove in campo
europeo sul comportamento alla tenacità
alla frattura dei materiali, l’argomento
trattato principalmente dai documenti
contenuti nel volume coinvolge lo studio
della meccanica della frattura elastoplastica.
I temi trattati dagli autori delle numerose
memorie, tutti specialisti in campo internazionale, riguardano: gli effetti delle
tensioni residue sulla resistenza a fatica;
gli effetti delle tensioni residue sulla
tenacità alla rottura; il comportamento
alla tenacità alla frattura e alla rottura
fragile di componenti di reattori e di
materiali; la velocità di propagazione
delle cricche di fatica; gli effetti del
comportamento ad alta temperatura ed
in particolari condizioni ambientali; la
fatica e la rottura di specifici componenti, i metodi di giunzione, i trattamenti
superficiali ed i metodi di rivestimento.
Tutti i lavori, contenuti nel testo e presentati alla Conferenza, hanno come
scopo principale la ricerca e l’applicazione di approcci ingegneristici avanzati
ed avveniristici per migliorare l’integrità
strutturale di componenti e strutture e
per incrementare la loro vita residua.
ASTM International, 100 Barr Harbor
Drive, PO Box C700, West Conshohocken,
PA, 19428-2959 (USA).
www.astm.org
Notiziario
Understanding Stainless Steel
Harrison A., Sheffield 2009
(Inghilterra), 150x210 mm, 117 pagine,
ISBN 978-0-9561897-0-7, £ 30,00
L’ i d e a d i q u e s t o
libro è nata da una
serie di “Starter
Workshops” organizzati dalla British
Stainless Steel Assoc iat i on (BSSA).
Questi seminari,
di un solo giorno,
sono dedicati soprattutto a coloro che
hanno poca o nessuna conoscenza degli
acciai inossidabili o che necessitano di
un aggiornamento di base più completo
sulle caratteristiche e sulle proprietà
principali di questi materiali.
Dopo alcune considerazioni storiche
sugli acciai inossidabili ed una breve
presentazione del loro comportamento
metallurgico, il libro descrive le caratteristiche fisiche, chimiche e meccaniche
degli acciai inossidabili: austenitici, ferritici, martensitici, duplex ed indurenti
per precipitazione. Presenta inoltre il
loro comportamento alle alte temperature ed alla corrosione. Successivamente
fornisce dettagliate informazioni sulla
loro finitura superficiale, sulla loro produzione, sul loro riciclaggio, citando per
ogni argomento trattato lo stato normativo più recente.
Questa pubblicazione è un valido aiuto
per tutti coloro che, nella loro esperienza
professionale, si occupano di progettazione, fabbricazione e commercializzazione degli acciai inossidabili.
BSSA, Broomgrove, 59 Clarkehouse
Road, Sheffield S10 2LE (Inghilterra).
Fax: +44 (0)114 266 1252
www.bssa.org.uk
Codici e Norme
Norme nazionali
Italia
CEI EN 60974-8 - Apparecchiature per
la saldatura ad arco - Parte 8: Console
per gas per la saldatura e sistemi di
taglio plasma (2010).
CEI EN 62135-1 - Apparecchiature per
la saldatura a resistenza - Parte 1: Prescrizioni di sicurezza per la progettazione, costruzione e installazione
(2010).
UNI EN ISO 3821 - Apparecchiature
per saldatura a gas - Tubi di gomma per
saldatura, taglio e procedimenti connessi
(2010).
UNI EN ISO 5171 - Apparecchiature
per saldatura a gas - Manometri utilizzati per saldatura, taglio e procedimenti
connessi (2010).
UNI EN ISO 18286 - Lamiere laminate
a caldo di acciaio inossidabile - Tolleranze sulle dimensioni e sulla forma
(2010).
UNI EN ISO 23279 - Controllo non
distruttivo delle saldature - Controllo
mediante ultrasuoni - Caratterizzazione
delle indicazioni nelle saldature (2010).
UNI EN ISO 81714-1 - Progettazione di
segni grafici da utilizzare nella documentazione tecnica di prodotto - Parte 1:
Regole fondamentali (2010).
USA
UNI EN ISO 5173 - Prove distruttive
sulle saldature di materiali metallici Prove di piegamento (2010).
API RP 5L1 - Recommended practice
for railroad transportation of line pipe
(2010).
UNI EN ISO 9444-2 - Acciaio inossidabile laminato a caldo in continuo - Tolleranze sulle dimensioni e sulla forma Parte 2: Nastri larghi e fogli/lamiere
(2010).
API RP 5LW - Recommended practice
for transportation of line pipe on barges
and marine vessels (2010).
UNI EN ISO 11130 - Corrosione di
metalli e leghe - Prova di immersione
alternata in soluzione salina (2010).
API TR 755-1 - Technical support document for ANSI/API RP 755, fatigue risk
management systems for personnel in
the refining and petrochemical industries (2010).
UNI 11373 - Prove non distruttive Qualificazione e certificazione del personale addetto alle prove non distruttive
- Applicazione della UNI EN 473 al personale addetto alle repliche metallografiche su attrezzature a pressione soggette
a scorrimento viscoso (2010).
UNI 11374 - Prove non distruttive Esame metallografico per replica su
attrezzature a pressione soggette a scorrimento viscoso a caldo (2010).
UNI EN 14730-1 - Applicazioni ferroviarie - Binario - Saldatura alluminotermica delle rotaie - Parte 1: Approvazione dei processi di saldatura (2010).
UNI EN ISO 15653 - Materiali metallici - Metodo di prova per la determinazione della tenacità quasi statica alla
frattura delle saldature (2010).
UNI EN 15856 - Prove non distruttive Emissione acustica - Principi generali di
prova con EA per la rivelazione di corrosione all’interno di strutture metalliche
riempite di liquido (2010).
API STD 598 - Valve inspection and
testing (2010).
ASME B31.5 - Refrigeration piping and
heat transfer components (2010).
ASME QAI 1 - Q ualificatio n s f o r
authorized inspection (2010).
ASTM A262 - Standard practices for
detecting susceptibility to intergranular
attack in austenitic stainless steels
(2010).
ASTM A269 - Standard specification
for seamless and welded austenitic stainless steel tubin service (2010).
ASTM A276 - Standard specification
for s tainles s s teel bars and sh a p e s
(2010).
ASTM A351/A351M - Standard specification for castings, austenitic, for pressure-containing parts (2010).
ASTM E10 - Standard test method for
brinell hardness of metallic materials
(2010).
SAE AMS 2759/2 - Heat treatment of
low-alloy steel parts minimum tensile
strength 220 Ksi (1517 MPa) and higher
(2010).
Notiziario
Norme europee
EN
EN 12542 - LPG equipment and accessories - Static welded steel cylindrical
tanks, serially produced for the storage
of Liquefied Petroleum Gas (LPG)
having a volume not greater than 13 m3
- Design and manufacture (2010).
EN 14730-1 - Railway applications Track - Aluminothermic welding of rails
- Part 1: Approval of welding processes
(2010).
EN 14638-3 - Transportable gas cylinders - Refillable welded receptacles of a
capacity not exceeding 150 litres - Part
3: Welded carbon steel cylinders made
to a design justified by experimental
methods (2010).
Norme internazionali
ISO 11745 - Brazing for aerospace
applications - Qualification test for
brazers and brazing operators - Brazing
of metallic components (2010).
ISO 13680 - Petroleum and natural gas
industries - Corrosion-resistant alloy
seamless tubes for use as casing, tubing
and coupling stock - Technical delivery
conditions (2010).
ISO
ISO 10675-2 - Non-destructive testing
of welds - Acceptance levels for radiographic testing - Part 2: Aluminium and
its alloys (2010).
Corsi IIS
Luogo
Genova
Data
15-16/11/2010
Titolo
Corso per International Welding Practitioner - Parte III Tecnologia della saldatura
Ore
--
Genova
15-18/11/2010
Corso teorico-pratico di saldatura di tubi e/o raccordi di PE per il
convogliamento di gas, acqua ed altri fluidi (UNI 9737)
--
Messina
15-18/11/2010
--
Legnano (MI)
15-19/11/2010
Corso per Laser Welding Engineer
32
Genova
15-19/11/2010
Corso di qualificazione e certificazione nella saldatura in
elettronica approvato dall’ESA per Operatore (CAT. 3) per
tecnologia SMT in accordo alla Specifica ECSS-Q-ST-70-38
36 (*)
elettronica approvato dall’ESA per Ispettore (CAT. 2) per
tecnologia SMT in accordo alla Specifica ECSS-Q-ST-70-38
36 (*)
Genova
15-19/11/2010
Genova
16-17/11/2010
Corso per International Welding Practitioner - Parte III Metallurgia e saldabilità
--
Genova
18-19/11/2010
Corso per International Welding Practitioner - Parte III Progettazione e calcolo
--
Genova
18-19/11/2010
Corso sull’applicazione dei sistemi di gestione ambientale
ISO 14001
16
Mogliano Veneto
(TV)
22-25/11/2010
--
Legnano (MI)
22-25/11/2010
--
Genova
22-26/11/2010
Corso per International Welding Technologist - Parte III Metallurgia e saldabilità
--
Organizzatore
Istituto Italiano della Saldatura - Divisione FOR
Tel. 010 8341371 - Fax 010 8367780 - [email protected]
(*) Si tratta del totale delle ore per coloro che non abbiano già frequentato il corso da Operatore e/o Ispettore in accordo allo Standard ECSS-Q-ST-70-08. Per coloro in possesso di
tale certificato il corso può essere ridotto fino alla durata di 24 ore.
Notiziario
Corsi IIS (segue)
Luogo
Genova
Mogliano Veneto
(TV)
Data
22-26/11 e
29/11-1/12/2010
23-24/11/2010
Titolo
Ore
Corso per International Welding Engineer - Parte III Metallurgia e saldabilità
--
Sicurezza e prevenzione degli infortuni in saldatura - Corso
avanzato per responsabili della sicurezza
16
Genova
29/11-3/12/2010
Corso di qualificazione sui trattamenti termici dei giunti saldati Livello Basic
45
Genova
29/11-3/12/2010
Corso celere in saldatura
32
Genova
1-2/12/2010
Corso teorico-pratico di incollaggio di tubi e/o raccordi di
PVC-C, PVC-U o di ABS per la qualificazione secondo
UNI 11242
16
elettronica approvato dall’ESA per Operatore (CAT. 3) per
Riparazione e Modifica in accordo alla Specifica
ECSS-Q-ST-70-28 (**)
32
elettronica approvato dall’ESA per Ispettore (CAT. 2) per
Riparazione e Modifica in accordo alla Specifica
ECSS-Q-ST-70-28 (°)
32
Corso di ricertificazione approvato dall’ESA per Operatore /
Ispettore per Riparazione e Modifica in accordo alla Specifica
ECSS-Q-ST-70-28
16
Genova
Genova
Genova
1-4/12/2010
1-4/12/2010
3-4/12/2010
Genova
13-14/12/2010
Corso sull’applicazione dei sistemi di gestione del processo
speciale saldatura - Modulo Integrativo Auditor EN ISO 3834
16
Genova
13-16/12/2010
--
Genova
14-15/12/2010
elettronica approvato dall’ESA per Operatore / Ispettore per
Crimping in accordo alla Specifica ECSS-Q-ST-70-26
12
Priolo (SR)
14-16/12/2010
Corso avanzato - Risk Based Inspection
24
Genova
15-16/12/2010
Corso sull’applicazione dei sistemi di gestione ambientale Modulo Integrativo Auditor ISO 14001
16
Genova
15-16/12/2010
Ispettore per Crimping e Wire Wrapping in accordo alle
Specifiche ECSS-Q-ST-70-26 / ECSS-Q-ST-70-30
8
elettronica approvato dall’ESA per Operatore / Ispettore per
Wire Wrapping in accordo alla Specifica ECSS-Q-ST-70-30
8
elettronica approvato dall’ESA per Operatore / Ispettore per RF
Cables in accordo alla Specifica ECSS-Q-ST-70-18
12
Ispettore per RF Cables in accordo alla Specifica
ECSS-Q-ST-70-18
8
Genova
Genova
Genova
16/12/2010
17-18/12/2010
18/12/2010
Genova
20-23/12/2010
Corso per International Welding Practitioner - Parte III Fabbricazione
--
Mogliano Veneto
(TV)
Gennaio-Marzo
2011
Corso modulare per la qualificazione ad International Welding
Inspector - Comprehensive - Ispezione di giunti saldati
--
Organizzatore
(**) L’accesso a tale corso è riservato a coloro che hanno conseguito la certificazione per Operatore in accordo agli Standard ECSS-Q-ST-70-08 e ECSS-Q-ST-70-38.
(°) L’accesso a tale corso è riservato a coloro che hanno conseguito la certificazione per Ispettore in accordo agli Standard ECSS-Q-ST-70-08 e ECSS-Q-ST-70-38.
Notiziario
Corsi IIS (segue)
Luogo
Data
Titolo
Ore
Legnano (MI)
10-14/1/2011
Corso per International Welding Specialist - Parte III Metallurgia e saldabilità
--
Genova
17-19/1/2011
Corso Base sull’applicazione del D.M. 14 Gennaio 2008
20
Genova
17-20/1/2011
--
Mogliano Veneto
(TV)
17-20/1/2011
--
Genova
17-21/1/2011
14-18/2/2011
14-18/3/2011
18-22/4/2011
Corso per International Welding Engineer - Parti I e II
(Corso di Specializzazione)
17-21/1/2011
14-18/2/2011
14-18/3/2011
18-22/4/2011
Corso per International Welding Technologist - Parti I e II
(Corso di Specializzazione)
Legnano (MI)
24-27/1/2011
--
Genova
24-28/1/2011
Corso per International Welding Technologist - Parte III Progettazione e calcolo
--
Genova
24-28/1 e
31/1-1/2/2011
Corso per International Welding Engineer - Parte III Progettazione e calcolo
--
Genova
31/1-4/2/2011
Corso teorico-pratico per operatori sull’incollaggio
(European Adhesive Bonder)
40
Genova
31/1-4/2/2011
Corso celere in saldatura
32
Genova
Organizzatore
--
--
(**) L’accesso a tale corso è riservato a coloro che hanno conseguito la certificazione per Operatore in accordo agli Standard ECSS-Q-ST-70-08 e ECSS-Q-ST-70-38.
(°) L’accesso a tale corso è riservato a coloro che hanno conseguito la certificazione per Ispettore in accordo agli Standard ECSS-Q-ST-70-08 e ECSS-Q-ST-70-38.
Corsi di qualificazione per personale addetto alle PND di livello 1, 2 e 3
Modulo Base (MB)
Genova
12-13/1/2011
Modulo di Base per livello 2 UNI EN 473/ISO 9712
16
Priolo (SR)
25-26/1/2011
16
Mogliano
Veneto (TV)
26-27/1/2011
16
Esame visivo (VT)
Priolo (SR)
1/12/2010
Priolo (SR)
2-3/12/2010
Priolo (SR)
15-16/12/2010
Genova
14/1/2011
Genova
20-21/1/2011
Modulo di Metodo per livello 2 UNI EN 473/ISO 9712
8
Modulo Specifico Corrosione e Verniciatura per livello 2
UNI EN 473/ISO 9712
12
Modulo Specifico Saldatura per livello 2 UNI EN 473/ISO 9712
12
8
Modulo Specifico Saldatura per livello 2 UNI EN 473/ISO 9712
12
Priolo (SR)
27/1/2011
8
Mogliano
Veneto (TV)
28/1/2011
8
Notiziario
Corsi di qualificazione, ecc. (segue)
Esame radiografico (RT)
Genova
16-19/11/2010
28
Esame ultrasonoro (UT)
Genova
23-26/11/2010
Genova
29/11-3/12/2010
28
Modulo Specifico Operatore Tecniche Convenzionali per livello 2
UNI EN 473/ISO 9712
36
Esame con particelle magnetiche (MT)
Legnano (MI)
16-17/11/2010
16
Priolo (SR)
17-18/11/2010
16
Mogliano
Veneto (TV)
14-15/12/2010
16
Genova
18-19/1/2011
16
Esame con liquidi penetranti (PT)
Legnano (MI)
18-19/11/2010
16
Priolo (SR)
24-25/11/2010
16
Mogliano
Veneto (TV)
16-17/12/2010
16
Genova
25-26/1/2011
16
Corsi di altre Società
Luogo
Data
Lamezia Terme (CZ)
15-16/11/2010
Napoli
16-17/12/2010
Milano
Titolo
Organizzatore
Dispositivi Protezione Individuale: la Fabbricazione,
la Progettazione, la Marcatura CE
ANCCP Certification Agency (Milano)
Tel. 02 2104071; fax 02 210407218
[email protected]
15-16/11/2010
Sicurezza di Macchine ed Attrezzature - Direttiva
Macchine 2006/42/CE e D.Lgs. 81/2008 s.m.i.:
Obblighi Derivanti
Tel. 02 2104071; fax 02 210407218
[email protected]
Torino
Bologna
15-16/11/2010
22-23/11/2010
Le apparecchiature di misura: la gestione e la stima
dell’incertezza di misura
CERMET - Servizio Formazione (Torino)
Tel. 011 2258681; fax 051 763382
[email protected]
CERMET - Servizio Formazione (Bologna)
Tel. 051 764811; fax 051 764902
[email protected]
Livorno
Milano
15-17/11/2010
13-15/12/2010
Internal Auditor dei Sistemi di Gestione per la Qualità
Tel. 02 2104071; fax 02 210407218
[email protected]
Pescara
Livorno
Napoli
15-19/11/2010
22-26/11/2010
29/11-3/12/2010
Tecnico per le Verifiche di Attrezzature a Pressione
Tel. 02 2104071; fax 02 210407218
[email protected]
Torino
17/11/2010
La gestione integrata d’impresa: Sicurezza, Ambiente,
Qualità
CERMET - Servizio Formazione (Torino)
Tel. 011 2258681; fax 051 763382
[email protected]
Milano
Roma
18-19/11/2010
13-14/12/2010
Redazione del Manuale Qualità e delle Procedure
secondo la norma UNI EN ISO 9001
ANGQ (Roma)
Tel. 06 5915028; fax 06 5914834
[email protected]
Notiziario
Corsi di altre Società (segue)
Luogo
Data
Titolo
Organizzatore
Roma
Milano
18/11/2010
2/12/2010
Validazione dei metodi per le prove chimiche
ANGQ (Roma)
Tel. 06 5915028; fax 06 5914834
[email protected]
Roma
Milano
19/11/2010
3/12/2010
Calcolo dell’incertezza di misura nelle prove chimiche
ANGQ (Roma)
Tel. 06 5915028; fax 06 5914834
[email protected]
Milano
22/11/2010
Sistemi integrati di produzione e ruolo delle
quasi-macchine nella Direttiva Macchine 2006/42/CE
Centro Formazione UNI (Milano)
Tel. 02 70024464; fax 02 70024411
[email protected]
Roma
22-24/11/2010
Salute e Sicurezza dei lavoratori: aggiornamento
normativo
AICQ-CI (Roma)
Tel. 06 4464132; fax 06 4464145
[email protected]
Milano
Roma
22-24/11/2010
13-15/12/2010
Ingegneria di manutenzione
Tel. 02 70024464; fax 02 70024411
[email protected]
Centro Formazione UNI (Roma)
Tel. 06 69923074; fax 06 6991604
[email protected]
Napoli
23/11/2010
La nuova Direttiva Macchine e il D.Lgs. 17/2010
AICQ-M (Napoli)
Tel. 081 2396503; fax 081 6174615
[email protected]
Milano
23/11/2010
I Sistemi di Gestione Ambientale: attuazione,
miglioramento, integrazione
Tel. 02 2104071; fax 02 210407218
[email protected]
Roma
23/11/2010
L’utilizzo delle carte di controllo per assicurare la
qualità dei risultati di prova
ANGQ (Roma)
Tel. 06 5915028; fax 06 5914834
[email protected]
Roma
24/11/2010
Analisi Ambientale
ANGQ (Roma)
Tel. 06 5915028; fax 06 5914834
[email protected]
Napoli
24-26/11/2010
Corso base per la conduzione delle Verifiche Ispettive
Interne Ambientali secondo le norme ISO 19011 e ISO
14001
AICQ-M (Napoli)
Tel. 081 2396503; fax 081 6174615
[email protected]
Milano
Roma
24-26/11/2010
15-17/12/2010
Sistemi di Gestione per la Qualità per i Laboratori di
Prova secondo la norma UNI CEI EN ISO/IEC 17025 ed
accreditamento ACCREDIA
ANGQ (Roma)
Tel. 06 5915028; fax 06 5914834
[email protected]
Milano
25/11/2010
La nuova ISO 9001:2008: cosa cambia rispetto alla
precedente ISO 9001 del 2000
Tel. 02 2104071; fax 02 210407218
[email protected]
Roma
29-30/11/2010
Implementazione di un sistema di gestione per la
sicurezza secondo lo standard BS-OHSAS 18001:2007
CERMET - Servizio Formazione (Roma)
Tel. 06 7626001; fax 06 76968124
[email protected]
Roma
29-30/11/2010
Criteri e metodologie di gestione nella taratura degli
strumenti di misura
Tel. 06 69923074; fax 06 6991604
[email protected]
Costruzione, certificazione ed esercizio delle
Attrezzature a Pressione
Tel. 02 2104071; fax 02 210407218
[email protected]
Direttiva ATEX - Linee guida e norme per la scelta e
l’applicazione dei sistemi di protezione contro le
esplosioni
Tel. 02 70024464; fax 02 70024411
[email protected]
Napoli
Livorno
29/11-1/12/2010
13-15/12/2010
Milano
30/11/2010
Notiziario
Corsi di altre Società (segue)
Luogo
Data
Milano
1/12/2010
Roma
Milano
1-3/12/2010
26-28/1/2011
Milano
Titolo
Organizzatore
Applicazione dei requisiti della direttiva MID ai
dispositivi di regolazione e misura
Tel. 02 70024464; fax 02 70024411
[email protected]
Auditor / Responsabili Gruppo di Audit Interni di
Sistemi di Gestione per la Qualità nei Laboratori di
Prova
ANGQ (Roma)
Tel. 06 5915028; fax 06 5914834
[email protected]
2/12/2010
Accessori di Sicurezza (Direttiva 97/23/CE e
D.M. 329/2004) - Dispositivi limitazione diretta della
pressione, costruzione, installazione, dimensionamento,
esercizio e manutenzione
Tel. 02 2104071; fax 02 210407218
[email protected]
Roma
10/12/2010
Come soddisfare i requisiti della nuova Direttiva
Macchine 2006/42/CE
Tel. 06 69923074; fax 06 6991604
[email protected]
Roma
13-15/12/2010
Integrare la gestione dei sistemi Qualità, Ambiente e
Sicurezza
AICQ-CI (Roma)
Tel. 06 4464132; fax 06 4464145
[email protected]
Milano
13-17/12/2010
Corso di formazione per Valutatori di Sistemi di
Gestione Ambientale
AICQ Centro Nord c/o TQM s.r.l. (Milano)
Tel. 02 67382158; fax 02 67382177
[email protected]
Milano
13-17/12/2010
Programma di addestramento raccomandato per l’esame
con correnti indotte di 2° livello secondo EN 473
CND Studio Sas di Gino FABBRI & C. (Milano)
Tel. 02 341649; fax 02 341205
[email protected]
Milano
14/12/2010
PED - Valutazione globale di conformità alla direttiva
97/23/CE - Il punto di vista del fabbricante, dell’ente
terzo, dell’utilizzatore
Tel. 02 70024464; fax 02 70024411
[email protected]
Milano
15/12/2010
Applicazione del Decreto Ministeriale 1° Dicembre
2004 n. 329 - Criteri generali per la gestione degli
impianti industriali
Tel. 02 70024464; fax 02 70024411
[email protected]
Milano
15-16/12/2010
Nuova Direttiva Macchine - Valutazione del rischio e
sua documentazione nel fascicolo tecnico
Tel. 02 70024464; fax 02 70024411
[email protected]
Milano
16-17/12/2010
Redazione del Manuale Qualità e delle Procedure
secondo la norma UNI CEI EN ISO/IEC 17025
ANGQ (Roma)
Tel. 06 5915028; fax 06 5914834
[email protected]
Roma
20-21/12/2010
Sistemi di Gestione Ambientale e Regolamento EMAS
ANGQ (Roma)
Tel. 06 5915028; fax 06 5914834
[email protected]
Napoli
20-22/12/2010
Corso per Valutatori Interni dei Sistemi di Gestione per
la Sicurezza secondo la Specifica OHSAS 18001 e la
Linea Guida UNI INAIL
AICQ-M (Napoli)
Tel. 081 2396503; fax 081 6174615
[email protected]
Milano
10-14/1/2011
con liquidi penetranti di 2° livello secondo EN 473
Tel. 02 341649; fax 02 341205
[email protected]
Roma
24-28/1/2011
Auditor / Responsabili Gruppo di Audit di Sistemi di
Gestione per la Qualità
ANGQ (Roma)
Tel. 06 5915028; fax 06 5914834
[email protected]
Milano
24/1-4/2/2011
di ultrasuoni di 2° livello secondo EN 473
Tel. 02 341649; fax 02 341205
[email protected]
Milano
26-28/1/2011
Le ISO 9001:2008. Principi, contenuti ed esercitazioni
AICQ Centro Nord c/o TQM s.r.l. (Milano)
Tel. 02 67382158; fax 02 67382177
[email protected]
Notiziario
Mostre e Convegni
Luogo
Titolo
Data
Organizzatore
Houston
(Texas - USA)
15-19/11/2010
ASNT Fall Conference and Quality Testing Show 2010
ASNT (Columbus - Ohio - USA)
Tel. +1 614 2746003; fax +1 614 2746899
[email protected]
Kumamoto
(Japan)
16-19/11/2010
20th International Acoustic Emission Symposium
Kumamoto University (Kumamoto - J)
Tel. +81-96-342-3534; fax +81-96-342-3507
[email protected]
Genova
18/11/2010
Seminario Didattico - Salute e prevenzione
nell’applicazione dei procedimenti di saldatura
Istituto Italiano della Saldatura (Genova)
Tel. 010 8341373; fax 010 8367780
[email protected]
Milano
18/11/2010
mcT - Tecnologie Industriali per il Petrolchimico
EIOM (Milano)
Tel. 02 55181842; fax 02 55184161
[email protected]
TT Expo - Mostra convegno sui trattamenti termici dei
metalli e sulle tecnologie collegate
Piacenza Expo (Piacenza)
Tel. 0523 602711; fax 0523 602702
[email protected]
Piacenza
18-20/11/2010
Piacenza
19/11/2010
EXPOLASER Forum
Piacenza Expo (Piacenza)
Tel. 0523 602711; fax 0523 602702
[email protected]
Cambridge (UK)
23/11/2010
Structural Integrity Technical Group Meeting
“Strain-based Fracture Assessment”
TWI Ltd (Cambridge - UK)
Tel. +44 (0) 1223 899000; fax +44 (0) 1223 892794
[email protected]
Genova
25/11/2010
Seminario Didattico - Guida al controllo delle attività di
saldatura: idoneità dei materiali base e d’apporto, delle
WPS, certificazione dei procedimenti, dei saldatori /
operatori, coordinatori e ispettori di saldatura,
certificazione aziendale UNI EN ISO 3834
Tel. 010 8341373; fax 010 8367780
[email protected]
Zhengzhou
(China)
25-27/11/2010
XVIII International Symposium ICSOBA 2010 Overview of bauxite, alumina and aluminium industry
worldwide
ICSOBA Secretariat (Nagpur - India)
Tel. +91 0712 6462927; fax +91 0982 3289817
[email protected]
Genova
Dicembre 2010
Evoluzione e prospettive della saldatura Laser
Tel. 010 8341373; fax 010 8367780
[email protected]
1/12/2010
18th Technical Seminar of the Institute of Rail Welding
“Developments in rail inspection”
TWI Ltd (Cambridge - UK)
Tel. +44 (0) 1223 899000; fax +44 (0) 1223 892794
[email protected]
1-4/12/2010
Machine Tool Indonesia 2010 - The 24th International
Machine Tool, Metalworking and Allied Industries
Exhibition
Overseas Exhibition Services Ltd (London - UK)
Tel. +44 (0) 20 7840 2134; fax +44 (0) 20 7840 2153
[email protected]
Genova
2/12/2010
Seminario Didattico - Guida alla saldatura delle leghe
a base Al, Ti, Zr, Hf, Ta e Nb: classificazione e
caratteristiche chimico-fisiche, stato di fornitura,
procedimenti applicabili, materiali di consumo e
saldabilità
Tel. 010 8341373; fax 010 8367780
[email protected]
Chennai
(India)
3-5/12/2010
Alucast 2010
Aluminium Casters' Association of India (Pune - India)
Tel. +91 20 25674455; fax +91 20 25672555
[email protected]
Kazan
(Russia)
8-11/12/2010
TechnoWelding 2010 - Equipment and technologies
for welding and thermal cutting, surface processing
technologies, automation of welding works, welding
materials, fixings uniforms and safety means for welders
Kazanskaya Yarmarka JSC (Kazan - Russia)
Tel. +7 (0) 843/5705-113; fax +7 (0)843/5705-113
[email protected]
Cambridge (UK)
Jakarta
(Indonesia)
Notiziario
Mostre e Convegni (segue)
Luogo
Titolo
Data
Organizzatore
Seminario Didattico - Guida alla saldatura delle leghe
di nichel e rame: classificazione e caratteristiche
chimico-fisiche, stato di fornitura, procedimenti
applicabili, materiali di consumo e saldabilità
Tel. 010 8341373; fax 010 8367780
[email protected]
19-21/1/2011
3rd Int’l Automotive Electronics Technology Expo
Reed Exhibitions Japan Ltd (Tokyo - J)
Tel. +81 3 3349 8502; fax +81 3 3349 4900
[email protected]
Tokyo
(Japan)
19-21/1/2011
1st Automotive Lightening Technology Expo
Reed Exhibitions Japan Ltd (Tokyo - J)
Tel. +81 3 3349 8502; fax +81 3 3349 4900
[email protected]
Coimbatore
(India)
21-25/1/2011
Fabtec India 2011 - The International Trade Fair for
Sheet Metal Working, Welding Technology, Painting
and Coating
P.E. Schall GmbH (Frickenhausen - D)
Tel. +49 (0) 702 592060; fax +49 (0 )702 5920620
[email protected]
Genova
14/12/2010
Tokyo
(Japan)
COPYWRITING
EDITORIA
UFFICIO STAMPA
GRAFICA
PUBBLICITÀ
EVENTI
WEB
MULTIMEDIA
STRATEGIA
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Ricerche
Bibliografiche
Dati IIS-Data
Saldatura ibrida laser/MIG (2000-2010)
Ein innovativer Fügeprozess (Soudage hybride de réservoirs
à mazout) di DAHMEN M. et al., «Tech. Soud.», N. 1-2/2001,
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saldatura a fascio di fotoni; saldatura ad arco; saldatura ad
attrito; saldatura ad attrito con utensile in movimento; saldatura ad energia concentrata; saldatura con filo fusibile in gas
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Australasian Welding Journal
Australian Welding Research
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Automazione Energia Informazione
Avtomaticheskaya Svarka
Befa - Mitteilungen
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Boletin Tecnico Conarco
Bollettino Tecnico Finsider
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Bridge Design & Engineering
British Corrosion Journal
China Welding
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Constructia De Masini
Costruzioni Metalliche
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Elettronica Oggi
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Energia e Calore
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Fogli d’Informazione Ispesl
Fonderia
FWP Journal
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Giornale del Genio Civile
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Il Filo Metallico
Il Giornale delle Prove non Distruttive
Il Giornale delle Scienze Applicate
Il Perito Industriale
Il Saldatore Castolin
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Ingegneria Ambientale
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Inossidabile
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Interplastics
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Journal of Bridge Engineering
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Constr. Masini
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Deformazione
Praktiker
Elettronica
Elin
Enea E.A.I.
Energia
Energia
EPE
Esa Bulletin
Eurotest
ISPESL
Fonderia
FWP J.
GEP
Giornale G.C.
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Hightech
Hitsaust.
Hybrid
IABSE
Filo Metallico
Giornale PND
Scienze Applic.
Perito Ind.
Castolin
Ilva
Ind. Laser
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Ing. Ferr.
Inossidabile
Insight
Int. Const.
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IPE
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Acc. Inoss.
Titolo
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L’Elettrotecnica
Elettr.
L’Industria Meccanica
Ind. Mecc.
L’Installatore Tecnico
Installatore
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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
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Macplas
Manutenzione: Tecnica e Management
Manutenzione
Materialprüfung
Materialprüf.
Material and Corrosion
Mat. Cor.
Materials Evaluation
Mat. Eval.
Materials Performance
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Mec. & Aut.
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Mecc. & Macchine
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Mecc. Moderna
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Meccanica
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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
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Modern Plastics International
Plastics Int.
Modern Steel Construction
Steel Constr.
NDT & E International
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NDT & E International UK
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NDT International
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Notagil S.I.
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Notiziario dell’ENEA Energia e Innovazione
ENEA E.I.
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ENEA-DISP.
Notiziario Tecnico AMMA
AMMA
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NRIM Research
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Seleplast
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Soldadura e Construcao Metalica
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Soudage et Techniques Connexes
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Svetsaren
Svetsen
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Technical Diagnostics and NDT Testing
Technical Review
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Tecnologia Qualidade
Tecnologie e Trasporti per il Mare
Tecnologie per il Mare
Teknos
The Brithis Journal of NDT
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Tin and Its Uses
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Unificazione e Certificazione
Università Ricerca
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DE
FEBBRAIO 2010
Tribunale di Roma 5.8.92 N° 479/92
Poste Italiane S.p.A. - Spedizione in
Abbona mento Postale - D.L.
353/2003 (Conv. in L. 27/02/2004 n°
46) Art. 1, Comma 1 - DCB Roma
VERIFICHE
ISSN 1123-3249
UALITATE
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processi di saldatura, progettazione, fabbricazione, diagnostica industriale, certificazione,
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Rivista 2 / 2010
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Uscita: 30 Aprile 2010
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Elenco
degli
Inserzionisti
--561-562
-558
-661
-548
550
674
546
-554
547
563
---660
545
--606
--4a cop
---559
-----------654
--648
557
----653
627
-549
---551
556
-----649
673
589
638-639
-553
-599
680
--640
560
-----3a cop
-552
614
555
-2a cop
613
AB ROBOT
ACS ACAI
AEC TECHNOLOGY
AIPND
AIR LIQUIDE WELDING
ANASTA
ANCCP
ANDIT AUTOMAZIONE
AQM
ASG Superconductors
ASSOMOTORACING
AUTOMA 2000
BERKENHOFF
BÖHLER WELDING GROUP ITALIA
CAPILLA
CEA
CEBORA
CGM TECHNOLOGY
CIMOLAI
COM-MEDIA
COMMERSALD
CORDIOLI & C.
DRAHTZUG STEIN
DVC - DELVIGO COMMERCIALE
EDIBIT
EDIMET
ESAB SALDATURA
ESARC
ETC OERLIKON
EUROCONTROL
F.B.I.
FABTECH CONSULTING ENGINEERS
FIERA ACCADUEO
FIERA AFFIDABILITA’ & TECNOLOGIE
FIERA ALUMINIUM/COMPOSITES EUROPE
FIERA ALUMOTIVE
FIERA BIAS
FIERA BI-MU
FIERA BIMU-MED
FIERA DI ESSEN
FIERA EUROMAINTENANCE
FIERA EXPOLASER
FIERA EXPOMECCANICA
FIERA LAMIERA
FIERA MCM
FIERA MCT PETROLCHIMICO
FIERA MECSPE
FIERA METEF
FIERA MOTORSPORT EXPOTECH
FIERA QUALITY DAY
FIERA SAMUMETAL
FIERA SEATEC
FIERA TTEXPO
G.E.INSPECTION TECHNOLOGIES
GILARDONI
HARMS & WENDE
HYPERTHERM Europe B.V.
IGUS
INE
ITW
LANSEC ITALIA
LENZI EGISTO
LINCOLN ELECTRIC ITALIA
LINK INDUSTRIES
MAEG COSTRUZIONI
MEDIAPOINT & COMMUNICATIONS
MEDIAVALUE
NDT ITALIANA
OLYMPUS ITALIA
OMECO
ORBITALUM TOOLS
PARODI SALDATURA
REMASALD
RIVISTA DE QUALITATE
RIVISTA MECCANICA & AUTOMAZIONE
RIVISTA U & C
RIVOIRA
SAF - FRO
SALTECO
SANDVIK ITALIA
SARTORE WELDING
SELCO
SE.MAT
SIAD
SIGMA INTERNATIONAL
SIGMATEK
TECNOELETTRA
TECNOMECCANICA
TELWIN
TONOLINI
TRAFILERIE DI CITTADELLA
Via XXV Aprile, 15 - 40057 CADRIANO (BO)
Viale Abruzzi, 66 - 20131 MILANO
Via Leonardo Da Vinci, 17 - 26013 CAMPAGNOLA CREMASCA (CR)
Via A. Foresti, 5 - 25127 BRESCIA
Via Torricelli, 15/A - 37135 VERONA
Via G. Tarra, 5 - 20125 MILANO
Via Rombon, 11 - 20134 MILANO
Via Privata Casiraghi, 526 - 20099 SESTO SAN GIOVANNI (MI)
Via Edison, 18 - 25050 PROVAGLIO D’ISEO (BS)
Corso F.M. Perrone, 73r - 16152 GENOVA
Via Tanari, 68/a - 40024 CASTEL S. PIETRO TERME (BO)
Via delle Albicocche, 30 - 47522 CESENA (FC)
Berkenhoffstrasse, 14 - 35452 HEUCHELHEIM (Germania)
Via Palizzi, 90 - 20157 MILANO
Via per Telgate - Loc. Campagna - 24064 GRUMELLO DEL MONTE (BG)
Corso E. Filiberto, 27 - 23900 LECCO
Via A. Costa, 24 - 40057 CADRIANO DI GRANAROLO (BO)
Via Adda, 21 - 20090 OPERA (MI)
Via Ungaresca, 38 - 33170 PORDENONE
Via Serio, 16 - 20139 MILANO
Via Bottego, 245 - 41126 COGNENTO (MO)
Via del Lavoro, 1 - 37067 VALEGGIO SUL MINCIO (VR)
Talstraße, 2 - 67317 ALTLEININGEN (Germania)
Località Cerri - 19020 CEPARANA DI FOLLO (SP)
Via Cà dell’Orbo, 60 - 40055 CASTENASO (BO)
Via Brescia, 117 - 25018 MONTICHIARI (BS)
Via Mattei, 24 - 20010 MESERO (MI)
Via Cadibona, 15 - 20137 MILANO
Via Vo’ di Placca, 56 - 35020 DUE CARRARE (PD)
Zona Industriale - 89811 PORTO SALVO (VV)
Via Isonzo, 26 - 20050 SAN DAMIANO DI BRUGHERIO (MB)
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c/o PROMOEVENTS - Via Privata Pomezia, 10/A - 20127 MILANO
c/o ADExpo - Viale della Mercanzia, 142 Centergross - 40050 FUNO DI ARGELATO (BO)
c/o FIERA MILANO RASSEGNE - Piazzale Carlo Magno, 1 - 20149 MILANO
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Via Vincenzo Monti, 8 - 20123 MILANO
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c/o CENTRO FIERA - Via Brescia, 129 - 25018 MONTICHIARI (BS)
c/o SENAF - Via Eritrea, 21/A - 20157 MILANO
c/o EDIMET - Via Brescia, 117 - 25018 MONTICHIARI (BS)
c/o MODENA ESPOSIZIONI - Viale Virgilio, 58/B - 41123 MODENA
c/o TECNA EDITRICE - Viale Adriatico, 147 - 00141 ROMA
c/o PORDENONE FIERE - Viale Treviso, 1 - 33170 PORDENONE
c/o CARRARAFIERE - Viale Galileo Galilei, 133 - 54033 MARINA DI CARRARA (MS)
c/o PIACENZA EXPO - S.S. 10 Loc. Le Mose - 29122 PIACENZA
Via Grosio, 10/4 - 20151 MILANO
Via A. Gilardoni, 1 - 23826 MANDELLO DEL LARIO (LC)
Grossmoorkehre, 9 - 21079 HAMBURG (Germania)
Vaartveld, 9 - 4704 SE ROOSENDAAL (Olanda)
Via delle Rovedine, 4 - 23899 ROBBIATE (LC)
Via Facca, 10 - 35013 CITTADELLA (PD)
Via Privata Iseo, 6/E - 20098 S. GIULIANO MILANESE (MI)
Via Bizet, 36/N - 20092 CINISELLO BALSAMO (MI)
Via G. Di Vittorio, 39 - 59021 VAIANO (PO)
Via Fratelli Canepa, 8 - 16010 SERRA RICCO’ (GE)
Ponte Morosini, 49 - 16126 GENOVA
Via G. Toniolo, 40 - 31028 VAZZOLA (TV)
Corso Buenos Aires, 8 - Corte Lambruschini - 16129 GENOVA
Via Domenichino, 19 - 20149 MILANO
Via del Lavoro, 28 - 20049 CONCOREZZO (MB)
Via Modigliani, 45 - 20090 SEGRATE (MI)
Via Monviso, 56 - 20052 MONZA
Josef-Schüttler-Strasse, 17 - 78224 SINGEN (Germania)
Via Piave, 33 - Z.I. - 17047 VADO LIGURE (SV)
Via Strada dei Campi, 11 - VILLASANTA (MB)
c/o TECNA EDITRICE - Viale Adriatico, 147 - 00141 ROMA
Via Rosellini, 12 - 20124 MILANO
c/o MEDIAVALUE - Via Domenichino, 19 - 20149 MILANO
Via C. Massaia, 75/L - 10147 TORINO
Via Torricelli, 15/A - 37135 VERONA
S.P. Rivoltana, 35/b - 20090 LIMITO DI PIOLTELLO (MI)
Via Varesina, 184 - 20156 MILANO
Via Case Bianche, 83 - 35013 CITTADELLA (PD)
Via Palladio, 19 - 35010 ONARA DI TOMBOLO (PD)
Via Monterosa, 81/A - 20043 ARCORE (MB)
Via S. Bernardino, 92 - 24126 BERGAMO
Via Mazzini, 2/A - 24066 PEDRENGO (BG)
Via Mario Nantiat, 19/A - 12066 MONTICELLO D’ALBA (CN)
Via Nazionale, 50a - 70 - 23885 CALCO (LC)
Via della Borsa, 11 - 31033 CASTELFRANCO VENETO (TV)
Via della Tecnica, 3 - 36030 VILLAVERLA (VI)
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