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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 Bimestrale Gennaio-Febbraio 2010 ISSN:0035-6794
Organo Ufficiale dell’Istituto Italiano della Saldatura - anno LXII - N. 1 * 2010
Numero 1
2010
In questo numero:
Caratterizzazione della zona fusa 2¼Cr-Mo-V
durante il processo di fabbricazione
dei recipienti a pressione
Caratterizzazione della radiografia computerizzata
(CR/DR) con schermi al fosforo e confronto
con la radiografia convenzionale a film (FR)
Confronto fra alcuni approcci locali per l’analisi
a fatica di saldature d’angolo
Didattica
Introduzione alla brasatura forte
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Editoriale
Mos Maiorum
L’
epopea storica dell’antica Roma
durò, con riferimento alle date convenzionali, esattamente 1229 anni (dal
753 A.C. - la fondazione di Roma - al
476 D.C. - la caduta dell’Impero
Romano d’Occidente). In essa si trovano
tutti i riferimenti che accompagnano
l’avventura umana: quelli positivi che
determinano lo sviluppo e quelli negativi
che portano al degrado ed al collasso.
In questo lungo percorso di luci e di
ombre, i momenti di cambiamento o di
crisi non furono pochi. Due furono
epocali: la crisi della Repubblica che fu
risolta con l’avvento dell’Impero e la
crisi dell’Impero che non fu risolta. E
condusse al Medio Evo.
Nei momenti di cambiamento, piccoli o
grandi che fossero (sia quelli che ebbero
una soluzione positiva che negativa), il
richiamo al “mos maiorum” (il “costume
degli antenati”), con il significato di
rispetto dei “valori tradizionali” che
avevano permesso lo sviluppo della
“romanitas”, è una costante nella storia
dell’antica Roma.
E non solo nella storia di Roma!
Altri imperi, potentati, nazioni e, perché
no, anche organizzazioni hanno pro-
20
Riv. Ital. Saldatura - n. 1 - Gennaio / Febbraio 2010
dotto, nella loro storia, il loro “mos
maiorum”, a cui fare ricorso, quale riferimento identitario, nei momenti di cambiamento o, peggio, di crisi.
Anche la piccola storia dell’Istituto Italiano della Saldatura ha prodotto il suo
“mos maiorum”, che ascende direttamente al fondatore dell’Istituto medesimo, l’Ing. Ugo Guerrera.
Ingegnere ed ancora Ingegnere!
Per cui i problemi avevano una dimensione prevalentemente tecnica. E quindi
una soluzione tecnica. Che quando è
onesta è, per sua natura, oggettiva. E,
pertanto, impermeabile a qualsivoglia
altra convenienza. Sia interna, che
esterna.
Il lavoro andava fatto al meglio. Se il
lavoro non si poteva fare ad un livello
almeno sufficiente, allora non si doveva
fare. Con buona pace di tutti!
Tutto qui!
Un credo semplice e chiaro. Con il quale
l’Istituto non solo si è guadagnato da
vivere, ma si è sviluppato conquistandosi una fama, credo meritata, di competenza ed affidabilità.
Siamo sempre stati all’altezza del nostro
“mos maiorum”?
Mah! Il vaso di Pandora (colei che tutto
dona), contenente la serie completa dei
limiti umani, è stato versato per tutti.
E tuttavia abbiamo cercato di essere congruenti con quel credo. Passando il testimone: dai più anziani ai più giovani.
Qualcuno ci ha lasciato; quelli rimasti
credo abbiano pochi dubbi a proposito.
Certo i tempi sono cambiati. L’Istituto
Italiano della Saldatura è diventato
grande: 25 milioni di fatturato (tutto
costituito da ore e da prove), 220 dipendenti (la maggioranza laureati o diplomati, comunque tutti specializzati) ed
un’attività ampia e variegata (dall’assistenza tecnica in un cantiere cinese alla
ricerca sulla “Friction stir welding”,
dalla formazione dell’“International
Welding Engineer” alla certificazione di
prodotto, ecc., ecc.). Aspetti, come
quelli commerciali e gestionali, fino a
non troppo tempo fa guardati con una
qualche sufficienza ingegneristica, meritano oggi un’attenzione congruente con
la loro importanza nel mercato globale
del terzo millennio.
Occorre, pertanto, adeguare la nostra
struttura per consentirle di sorreggere
nuove competenze, nonché nuovi strumenti che ne convoglino le attività.
Molto bene! Lo stiamo facendo.
Ma tutto ciò nulla deve aver a che fare
col “senso” del lavoro. Che deve continuare ad essere fatto al meglio. E se non
può essere fatto ad un livello almeno
sufficiente, allora non deve essere fatto!
Se non abbandoneremo il nostro “mos
maiorum” potremo mirare a durare
quanto l’epopea dell’antica Roma. Che
sarebbe durata anche di più se, fra le
altre cose, non avesse abbandonato il
suo.
Dott. Ing. Mauro Scasso
Segretario Generale IIS
ANNO LXII
Gennaio-Febbraio 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
Sommario
Articoli
23
Caratterizzazione della zona fusa 2¼Cr-Mo-V durante il processo di fabbricazione
dei recipienti a pressione – A. BERTONI, C. BONNET
31
Durata degli elettrodi: un indicatore delle prestazioni dei sistemi di taglio
plasma – N. HUSSARY, T. RENAULT
37
Automazione e robotica nella fabbricazione di strutture saldate per il settore navale
R. BRAGAGNA
43
Caratterizzazione della radiografia computerizzata (CR/DR) con schermi al fosforo
e confronto con la radiografia convenzionale a film (FR) – M.F. BIANCHI,
F. RIVARA, S. RUSCA
53
La salute e la sicurezza in saldatura. Recenti sviluppi in seno alla Commissione VIII
“Health, Safety and Environment” dell’Istituto Internazionale della Saldatura –
L. COSTA
65
Confronto fra alcuni approcci locali per l’analisi a fatica di saldature d’angolo –
C.M. RIZZO, M.A. AVVISATI
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
1
81
International Institute of Welding (IIW)
New friction surfacing application for stainless steel pipe – Y. KATAYAMA et al.
91
IIS Didattica
Rubriche
Rivista associata
99
Registrazione al ROC n° 5042 - Tariffa regime libero:
“Poste Italiane SpA - Spedizione in Abbonamento
Postale 70%, DCB Genova” - Fine Stampa Febbraio 2010
Aut. Trib. Genova 341 - 20.4.1955
Scienza e Tecnica
D.M. 14 Gennaio 2008 “Norme tecniche per le costruzioni”: le principali
innovazioni rispetto al D.M. 9 Gennaio 1996, con particolare riferimento alle
strutture in acciaio e alle giunzioni saldate – G.L. COSSO
103
IIS News
Comitato Direttivo
Progetti Europei di Formazione Professionale in cui è coinvolto l’IIS
105
IIW-EWF Notizie
111
Dalle Aziende
119
Notiziario
Letteratura tecnica
Codici e norme
Corsi
Mostre e convegni
131
Ricerche bibliografiche da IIS-Data
Taglio al plasma
138
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
Tecnoweld Italia utilizza la tecnologia ESAB per la placcatura ad elettroscoria
Il procedimento di placcatura ad elettroscoria (ESW) è uno sviluppo del processo SAW e si è rapidamente
affermato per la produttività nettamente superiore e per la minore diluizione del deposito con il materiale-base,
dovuta alla minore penetrazione. Il processo si basa sul calore generato dalla resistenza elettrica della scoria fusa
conduttrice di elettricità. Non si sviluppa un arco elettrico tra il nastro ed il pezzo in lavorazione, ma il calore
generato dalla scoria fonde la superficie del pezzo e l’estremità del nastro immerso nella scoria e nel flusso.
Rispetto al tradizionale procedimento ad arco sommerso, il procedimento ad elettroscoria offre notevoli vantaggi
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Tecnoweld Italia (Capriate San Gervasio - BG) utilizza impianti e tecnologia ESAB per effettuare placcature con
nastri da 30, 60 e 90 mm.
Istituto Italiano della Saldatura
Cariche Sociali
2008-2011
PRESIDENTE
• Dott. Ing. Ferruccio BRESSANI
VICE-PRESIDENTI
• Prof. Ing. Rinaldo GHIGLIAZZA • Dott. Ing. Luigi SCOPESI
COMITATO DIRETTIVO
IL PRESIDENTE – I VICE PRESIDENTI
• Dott. Ing. Roberto ADINOLFI
• Dott. Ing. Giulio COSTA
• Dott. Ing. Angelo Maria GUERCIOTTI
• Dott. Ing. Leopoldo IARIA
• Prof. Ing. Pietro LONARDO
• Sig. Giuseppe MACCARINI
• Dott. Ing. Giovanni PEDRAZZO
• Dott. Ing. Guido TORRIELLI
• Prof. Dott.Teresio VALENTE
• Dott. Ing. Giovanni GAZZERRO
• Dott. Ing.Vincenzo GAZZOTTI
• Prof. Ing. Rinaldo GHIGLIAZZA
• Dott. Ing. Angelo Maria GUERCIOTTI
• Dott. Ing. Leopoldo IARIA
• Prof. Ing. Pietro LONARDO
• Sig. Giuseppe MACCARINI
• Amm. Isp. Massimo MARCHESI
• Dott. Ing. Bruno MARTINO
• Dott. Ing. Mario MASON
• Dott. Ing.Vittorio MAZZOCCHI
• Dott. Ing. Paolo MERLINI
• Dott. Antonio MOCCALDI
• Dott. Ing. Luigi MOR
• Dott. Ing. Gianni MURGIA
• Prof. Ing.Vittorio NASCE’
• Prof. Ing. Francesco OSSOLA
• Dott. Ing. Giovanni PEDRAZZO
• Dott. Ing. Pierangelo PISTOLETTI
• Dott. Ing. Edoardo RABINO
• Dott. Ing. Paolo RONDINONE
• Dott. Ing. Stefano SALVETTI
• Dott. Ing. Maurizio SCARPA
• Dott. Ing. Luigi SCOPESI
• Sig. Paolo SICHEL
• Prof. Ing. Alfredo SQUARZONI
• Sig. Alberto TAMBORINI
• Dott. Ing. Lorenzo THIONE
• Dott. Ing. Guido TORRIELLI
• Prof. Dott.Teresio VALENTE
• Sig. Adriano VALERI
• Prof. Ing. Gianni VERNAZZA
CONSIGLIO GENERALE
• Dott. Ing. Roberto ADINOLFI
• Dott. Ing. Fabio ANNETTONI
• Dott.ssa Karin BAUMEISTER
• Dott. Ing. Marco BERNACCA
• Dott. Ing. Luciano BERTINI
• Geom. Pier Luigi BORIOTTI
• Dott. Mario BOSCHINI
• Dott. Ing. Ferruccio BRESSANI
• Dott. Ing. Maichi CANTELLO
• Sig. Maurizio CATELLANI
• Dott. Ing. Edoardo COBIANCO
• Geom. Giancarlo CORACINA
• Dott. Ing. Giulio COSTA
• Dott. Ing. Roberto DEL PONTE
• Sig.Vittorio DEL VIGO
• Dott. Ing. Luigi EVANGELISTA
• Dott. Ing. Gilberto FILIPPI
COLLEGIO DEI REVISORI DEI CONTI
• Dott. Alessandro PINTO (Presidente) • Prof. Ing. Alessandro PINI PRATO • Dott. Claudio SARTORE
22
Caratterizzazione della zona fusa
2¼Cr-Mo-V durante il processo di
fabbricazione dei recipienti a pressione
(°)
A. Bertoni *
C. Bonnet **
Sommario / Summary
L’acciaio 2¼Cr-Mo-V è stato introdotto nel codice ASME,
negli anni ’90, quale alternativa al 2 ¼Cr-Mo di tipo standard.
L’introduzione del vanadio impartisce all’acciaio più elevate
proprietà meccaniche ed una minore sensibilità all’infragilimento da idrogeno, consentendo al componente in pressione
di lavorare a temperature d’esercizio sensibilmente maggiori
e/o permettendo una riduzione dello spessore della parete del
manufatto rispetto al materiale convenzionale.
Questo lavoro mostra come la zona fusa soddisfi il complesso
dei requisiti tecnici richiesti a seguito del trattamento termico
di distensione finale (Post Weld Heat Treatment). Ciò nonostante, dopo il trattamento termico di deidrogenazione
(DeHydrogenation Treatment) o il trattamento intermedio di
detensionamento della saldatura (Intermediate Stress Relieving), a seconda della temperatura alla quale il trattamento è
eseguito, la tenacità della zona fusa 2¼Cr-Mo-V potrebbe
risultare inferiore rispetto a quella relativa alla zona fusa del
tipo standard in condizioni equivalenti di trattamento.
Tali aspetti devono essere presi in debita considerazione
durante il processo di fabbricazione e in sede di progettazione
dei componenti a pressione quando si sostituisca l’acciaio di
tipo standard con quello modificato al vanadio.
Some years ago, 2¼Cr-Mo-V steel was introduced in the
ASME code as an alternative to the 2¼Cr-Mo standard type.
Due to the addition of Vanadium, this new steel shows higher
(°) Memoria presentata a EUROJOIN 7 - GNS5 - Technical Session: “Advanced
base materials and consumables” - Venezia Lido, 21-22 Maggio 2009.
* Air Liquide Welding Italia - Verona.
** Air Liquide / C.T.A.S.- Saint-Ouen-l’Aumône - Cergy-Pontoise (Francia).
tensile and creep properties and lower sensitivity to hydrogen
embrittlement and so enables slightly higher working temperatures and/or a reduction of the wall thickness of a given
reactor. In most case a significant decrease of the final cost of
the equipment is then possible. However, all the potentialities
of that steel can only be considered if the properties of the
weldments match with those of the steel.
The results of the present paper show that the weld metal fulfills all the requirements after the final Post Weld Heat Treatment. However, after the dehydrogenation heat treatment
(DHT) or the intermediate stress relieving treatment (ISR),
depending on the temperature, the toughness properties of
2¼Cr-Mo-V weld metal may be lower than those of the standard type in the same conditions.
These aspects have to be considered during the manufacturing process and the design of the pressure vessels when substituting vanadium modified steel to standard one.
Keywords:
Comparisons; creep resisting materials; diffusible hydrogen;
dynamic fracture tests; elevated temperature strength; fracture toughness; high temperature; hydrogen embrittlement;
low alloy Cr Mo steels; mechanical properties; post weld
heat treatment; pressure vessels; stress relaxation; submerged arc welding; toughness; weld metal.
23
A. Bertoni e C. Bonnet - Caratterizzazione della zona fusa 2¼Cr-Mo-V durante il processo di fabbricazione dei recipienti a pressione
Introduzione
L’industria petrolchimica richiede temperature e pressioni di progetto e di utilizzo sempre più elevate per soddisfare
le quali si impone l’utilizzo del materiale 2¼Cr-1Mo-¼V.
Le prime esperienze industriali europee
relative alla costruzione di apparecchi a
pressione nelle quali venne utilizzato il
materiale 2¼Cr-1Mo-¼V risalgono alla
seconda metà degli anni ’90.
I vantaggi insiti nell’utilizzo del materiale modificato al vanadio rispetto ai
materiali standard sono i seguenti:
• più elevate proprietà di resistenza alla
trazione a temperatura ambiente e ad
alta temperatura (450 °C), con una
conseguente riduzione dello spessore
e del peso del componente;
• migliorata resistenza alla fragilità da
idrogeno;
• più elevata resistenza allo scorrimento viscoso, tanto in ambienti
aerati che idrogenati.
La sensibilità alla fragilità da idrogeno e
le prestazioni, in termini di resistenza
allo scorrimento viscoso, sono state
valutate attraverso approfondite attività
di ricerca: Progetto Europeo BRITEPREDICH [1], al quale ha partecipato
Air Liquide Welding in collaborazione
con numerosi Partner internazionali.
I materiali, standard e modificati al V,
risultano caratterizzati da un’elevata resistenza alla trazione (TS 90 - 110 ksi; 620
- 760 MPa); questo comporta la presenza
di microstrutture bainitiche che sollevano dubbi in merito all’effetto della presenza di idrogeno diffusibile all’interno
di giunti fortemente vincolati (gamma di
spessore dei reattori: 150 - 300 mm) e
quindi la necessità di definire i parametri
di trattamento termico da applicare nei
diversi stadi di avanzamento del processo di fabbricazione, al fine di evitare
situazioni critiche in sede di costruzione.
I materiali, standard e modificati al V,
sono sottoposti a diversi trattamenti
termici, i cui scopi vengono illustrati di
seguito:
24
1. Il DHT (Trattamento di deidrogenazione) riduce il contenuto d’idrogeno
all’interno del giunto saldato a livelli
sufficientemente bassi tali da prevenire il fenomeno di criccabilità da
idrogeno - il trattamento viene realizzato a una temperatura di 300-350 °C.
2. L’ISR (Trattamento intermedio di
riduzione delle tensioni residue)
riduce l’idrogeno e le tensioni residue
nei giunti saldati - il trattamento
viene normalmente condotto in un
campo di temperature comprese tra i
620 ed i 680 °C.
3. Il PWHT finale (Trattamento termico
di distensione finale) modifica la
microstruttura della zona fusa e della
zona termicamente alterata, ottimizzando le proprietà meccaniche del
giunto - viene eseguito a una temperatura di 690 °C per il materiale standard o in un intervallo compreso tra i
705-715 °C in caso di materiali modificati al V.
Il comportamento, in termini di proprietà
meccaniche, di tali materiali, può variare
sensibilmente a seconda delle diverse
fasi del processo di fabbricazione. Il
materiale standard 2¼Cr-1Mo è ben noto
ai fabbricanti di componenti a pressione
di grosso spessore, viceversa le conoscenze relative all’acciaio modificato
al V non sono ancora sufficientemente
chiarite e il comportamento di questo
materiale è oggetto di sensibili variazioni. Il presente articolo vuole contribuire a sottolineare le differenze tra i due
materiali e le condizioni di trattamento
ottimali per il materiale modificato al V.
Procedure sperimentali
Nell’ambito del presente studio è stato
considerato il processo di saldatura ad
arco sommerso, in quanto rappresenta il
principale processo di saldatura applicato nella costruzione dei componenti a
pressione.
L’idrogeno diffusibile e le proprietà
meccaniche della zona fusa (resistenza a
trazione e CVN) sono stati valutati a
fronte di diversi trattamenti termici.
Determinazione dell’idrogeno
diffusibile nella zona fusa
2¼Cr-1Mo-¼V
All’inizio dello studio, la valutazione
dell’idrogeno diffusibile è stata condotta
conformemente allo standard AWS 4.3-95
(cordone singolo). Tali determinazioni
sono state condotte utilizzando CC (Corrente Continua) e CA (Corrente Alternata). L’AWS 4.3-95 è un test standard
utilizzato per caratterizzare i materiali di
saldatura. Prevede la saldatura di un
cordone su un campione geometrico ben
definito, quindi il pezzo soggetto a test
viene portato quanto prima a bassa temperatura (3 secondi corrisponde al tempo
massimo raccomandato tra l’estinzione
dell’arco e la tempra in acqua ghiacciata) e, successivamente, il campione
viene immerso in alcool o acetone saturato con biossido di carbonio solido
(ghiaccio secco) e, infine, la parte centrale del campione viene sottoposta al
test di determinazione dell’idrogeno diffusibile.
Tale prova è stata condotta mediante
tecnica gas-cromatografica con evoluzione dell’idrogeno eseguita a 150 °C
con un mantenimento di 12 ore, è stata
utilizzata l’apparecchiatura Yanaco.
Le condizioni di saldatura utilizzate
nella pratica costruttiva differiscono
sensibilmente dalle condizioni definite
dallo standard AWS 4.3-95 utilizzato per
caratterizzare e classificare i prodotti di
saldatura, infatti :
• nella saldatura reale, le diverse
passate (fatta eccezione per quelle di
finitura) vengono riscaldate da quelle
successive consentendo una certa
evacuazione dell’idrogeno dalla zona
fusa;
• il giunto saldato è soggetto a DHT o
ISR immediatamente dopo il completamento delle attività di saldatura e
questi trattamenti consentono l’evoluzione dell’idrogeno dal giunto.
Quindi per una valutazione più aderente
alla realtà industriale, al di là del test
c o n v e n z i o n a l e AW S , i l c o n t e n u t o
d’idrogeno diffusibile è stato valutato in
giunti multipass utilizzando corrente
alternata (normalmente utilizzata in
questo tipo di saldature e suscettibile di
fornire il più elevato valore d’idrogeno
diffusibile conformemente al test standard).
Condizioni di saldatura:
• spessore della piastra: 200 e 40 mm
• processo di saldatura: SAW, cordone
singolo, diametro 4 mm, CA
• apporto termico: 1.8 / 2.0 kJ/cm
• combinazione cordone/flusso:
OE CROMO S225V / OP CROMO F537
Il flusso OP CROMO F537 è un flusso
basico specificatamente sviluppato per
la saldatura di acciai resistenti allo scorrimento viscoso con bassissimo contenuto di impurezze. Questo flusso è caratterizzato da un idrogeno diffusibile
particolarmente ridotto.
I l O E C R O M O S225V è un fi l o
2¼Cr-1Mo-¼V con livelli controllati e
particolarmente ridotti d’impurità ed
elementi residuali.
A fine saldatura, il tallone dello spessore
di 200 mm è stato temprato in acqua fino
alla temperatura ambiente, quindi raffreddato a -30 °C con CO2 liquido, allo
scopo di intrappolare la massima quantità
d’idrogeno all’interno della zona fusa.
I campioni destinati alla determinazione
del contenuto d’idrogeno diffusibile
sono stati prelevati in prossimità sia
della superficie inferiore che superiore
del giunto saldato dello spessore di 200
mm, mantenendo la temperatura al di
sotto dello zero durante la lavorazione
delle provette.
I talloni di spessore 40 mm sono stati
sottoposti a trattamenti termici eseguiti a
350 °C e 620 °C per 4 ore, quindi raffreddati a temperatura ambiente, per
simulare il ciclo di saldatura reale.
I campioni sono stati estratti senza
essere riscaldati (taglio a freddo) e, una
Figura 1 - Giunto multipass spessore 40 mm MB imburrato.
volta tagliati, sono stati raffreddati a
-196 °C in azoto liquido prima della successiva fase di determinazione del contenuto di idrogeno.
Una macrografia tipica dei talloni di
spessore 40 mm viene mostrata nella
Figura 1, mentre la Tabella I sintetizza le
diverse condizioni in funzione delle
quali si è provveduto a determinare il
contenuto d’idrogeno diffusibile.
Caratterizzazioni meccaniche
La caratterizzazione meccanica è stata
eseguita prelevando le provette per la
prova di trazione e di resilienza CVN
a metà spessore dei talloni saldati da
40 mm (Fig. 1).
Al fine di valutare l’efficacia della temperatura di trattamento per l’ISR nella
riduzione delle proprietà tensili della
zona fusa del materiale modificato al V,
sono state eseguite prove di trazione a
caldo alla stessa temperatura alla quale
era stato eseguito il trattamento di ISR.
Sono state considerate tre diverse temperature di trattamento: 620, 650
e 680 °C, con tempo di mantenimento di
4 ore.
La rappresentazione dei risultati delle
prove meccaniche è stata sintetizzata in
funzione del parametro di Larson Miller.
Il parametro di Larson Miller, sovente
impiegato in metallurgia, esprime
tramite un numero l’equivalenza tra trattamenti eseguiti con tempi e temperature
diverse:
LMP = T(20 + log t) / 1000
T
= Temperatura del trattamento
termico (°C)
t
= tempo (ore)
p.es. Trattamento termico
705 °C / 8 ore - LMP = 20.443
La Tabella II sintetizza i diversi trattamenti termici e i test meccanici condotti
nell’ambito del presente studio.
TABELLA I - Prove per la determinazione dell’idrogeno diffusibile.
Tipo di prova
Processo di saldatura
Tipo di corrente
Spessore (mm)
Trattamento termico
AWS 4.3.95
AWS 4.3.95
Multipass
Multipass
Multipass
SAW
SAW
SAW
SAW
SAW
DC
AC
AC
AC
AC
200
40
40
As welded; fast cooling
DHT - 350 °C / 4h
ISR - 620 °C / 4h
TABELLA II - Prove e trattamenti termici.
Tipo di zona fusa
Standard
2¼Cr-1Mo
V mod.
2¼Cr-1 Mo- ¼ V
Filo
OE CROMO S 225
OE CROMO S 225V
Trattamento termico
As welded
350 °C x 4h
620 °C x 4h
690 °C x 8h
690 °C x 8h + SC
As welded
350 °C x 4h
620 °C x 4h
650 °C x 4h
680 °C x 4h
705 °C x 8h
705 °C x 8h + SC
LMP
12.84
18.40
19.84
12.84
18.40
19.02
19.63
20.44
Prova
HV10
TS - CVN
TS - CVN
TS - HV10 - CVN
CVN
HV10
TS - CVN
TS at RT & HT - CVN
TS at RT & HT - CVN
TS at RT & HT - CVN
TS - HV10 - CVN
CVN
25
Risultati e discussione
Proprietà meccaniche nelle fasi
intermedie del processo di
fabbricazione
Il comportamento della resistenza a trazione a temperatura ambiente, del tutto
metallo d’apporto, della zona fusa 2¼Cr
standard e di quella modificata
26
Idrogeno diffusibile
2,25 V mod.
ml / 100g
Figura 2 - Idrogeno diffusibile modificato 2.25 V.
al V rispetto all’LMP viene illustrato
nella Figura 3.
Variazione della resistenza a trazione
della zona fusa dopo diversi trattamenti
termici
Come previsto, la resistenza a trazione
dei materiali modificati al V risulta
sempre maggiore rispetto a quella ottenuta con il materiale di tipo standard. A
fronte dei trattamenti DHT e PWHT, le
differenze s’inscrivono entro un intervallo di 100 MPa, ma possono raggiungere i 250 MPa dopo l’ISR eseguito a
620 °C / 4 ore.
In effetti, diversamente dal 2¼Cr-Mo
standard, un trattamento intermedio di
rinvenimento eseguito a 620 °C sul
materiale modificato al V induce un
incremento delle proprietà di resistenza
alla trazione, probabilmente imputabile
alla precipitazione dei nitruri di vanadio.
Proprietà di resistenza alla trazione a
caldo della zona fusa
I test di resistenza alla trazione a caldo
eseguiti alla temperatura alla quale era
stato eseguito il trattamento di ISR
hanno consentito di valutare l’efficacia
del trattamento considerando la riduzione dei valori di rottura e snervamento.
I risultati riportati nella Tabella III
mostrano come il campo di temperature
normalmente considerate per il materiale
2¼Cr-Mo standard (620 / 650 °C) è
indubbiamente poco efficace per il tipo
modificato al V e che quindi le temperature devono essere incrementate per
ottenere un effetto significativo sulla
riduzione del carico: il valore dello snervamento a 680 °C risulta inferiore del
35% rispetto a quello rilevato a 650 °C e
del 43% rispetto a quello riscontrato a
620 °C.
Tensile & Yield strength dopo differenti trattamenti termici
Ts-Ys (MPa)
Idrogeno diffusibile
I contenuti d’idrogeno diffusibile corrispondenti alle diverse prove vengono
riportati nella Figura 2.
I risultati dei test condotti conformemente allo standard AWS mostrano
come la CA induca un contenuto di idrogeno in zona fusa più elevato rispetto
alla CC. Questa informazione concorda
con i dati reperibili nella letteratura
tecnica precedentemente pubblicata [2]:
il trasferimento dell’idrogeno nel
metallo fuso risulta maggiore quando
viene utilizzata la CA rispetto alla CC.
Ciò nonostante, la CA viene abitualmente utilizzata per la saldatura dell’acciaio 2¼Cr-Mo standard e di quello
modificato al V, dal momento che garantisce un contenuto di ossigeno inferiore
in zona fusa con conseguenti migliori
proprietà di tenacità rispetto a quelle
fornite dalla CC.
Nel caso di giunti saldati con tecnica
multipassata, i valori di idrogeno diffusibile risultano sensibilmente inferiori:
• Il più elevato valore d’idrogeno diffusibile ottenuto nel giunto saldato
con spessore di 200 mm, raffreddato
rapidamente subito dopo il completamento della saldatura, mostra un
contenuto di idrogeno diffusibile
di 1 ml/100 g di metallo depositato.
Tale valore corrisponde al campione
prelevato sull’estremità superiore
del giunto saldato (mentre all’estremità inferiore è stato misurato
un valore di soli 0.08 ml /100 g di
metallo depositato). Questo valore,
di per sé già basso, corrisponde a
una condizione estrema (raffreddamento accelerato) che non può verificarsi in condizioni di lavorazione
reali [3].
• I t ra tta me n ti D HT o ISR si sono
dimostrati altamente efficienti:
entrambi riducono infatti il livello
d’idrogeno diffusibile a valori trascurabili (rispettivamente 0.02 e 0.008
ml / 100 g di metallo depositato).
P WHT
V mod - TS
V mod - YS
Std - TS
DHI
Std - YS
ISR
LMP
Figura 3 - Proprietà di resistenza alla trazione dopo diversi trattamenti termici rispetto al
parametro di Larson Miller.
TABELLA III - Proprietà di resistenza alla trazione della zona fusa 2¼Cr-Mo-V dopo diversi trattamenti IRS.
ISR
Temperatura prova (°C)
Ys (MPa)
Ts (MPa)
Reduction of area (%)
620 °C / 4h
R.T.
1017
1129
64
650 °C / 4h
R.T.
903
986
69
680 °C / 4h
R.T.
779
852
72
620 °C / 4h
620
534
662
62
650 °C / 4h
650
466
536
70
680 °C / 4h
680
306
371
84
Durezza HV10
La zona fusa 2¼Cr-Mo standard e quella
modificata al V sono state testate in
termini di durezza dopo diversi trattamenti termici (Fig. 5).
Comportamento in termini di durezza
della zona fusa standard e della zona
fusa modificata al V
Ancora una volta, non è stato osservato
un significativo rinvenimento della zona
fusa modificata al V a seguito di ISR
condotto a 620 °C e anche a 650 °C.
Confrontando i due materiali, risulta evidente che valori di durezza equivalenti
Proprietà meccaniche dopo trattamento
termico di distensione minimo e di
“step cooling”
La Tabella IV e la Figura 6 permettono
un confronto delle proprietà di resistenza alla trazione, durezza e resilienza
Charpy V-notch of Std and V-mod. 2 ¼ CrMo weld metal
kV (J)
Tenacità della zona fusa 2¼Cr-Mo
standard e 2¼Cr-Mo-V
Dopo il DHT, le curve di transizione
della resilienza Charpy V della zona fusa
2¼Cr-Mo standard e del metallo modificato al V risultano sensibilmente
diverse. A temperatura ambiente, i valori
ottenuti corrispondono approssimativamente a 40 J per il tipo standard e 12 J
per la zona fusa modificata al vanadio.
I risultati di tenacità dipendono strettamente dalla temperatura e dal tempo a
cui il trattamento di ISR viene eseguito.
La zona fusa modificata al V non presenta un buon comportamento dopo un
trattamento eseguito sia a 620 °C che a
650 °C con un mantenimento di 4 ore.
La zona fusa 2¼Cr-Mo-V richiede un
trattamento a una temperatura approssimativamente pari a 680 °C per ottenere
valori di resilienza Charpy V a temperatura ambiente simili a quelli della zona
fusa del tipo Cr-Mo standard trattato termicamente a 620 °C.
sono stati ottenuti sottoponendo la zona
fusa 2¼Cr-Mo standard ad un trattamento termico di 620 °C x 4 ore mentre
per quella modificata al V è stato necessario applicare un trattamento termico di
680 °C x 4 ore.
Temperatura di prova (°C)
Figura 4 - Curve di transizione - Resilienza Charpy V della zona fusa nelle diverse fasi del
processo di fabbricazione.
Standard and V mod. weld metal hardness behaviour
Vmod
Std
HV10
Resilienza Charpy V
Le curve di transizione sono state determinate per ciascuna condizione di trattamento termico sia per la zona fusa
standard che per quella modificata al V
(Fig. 4).
Figura 5 - Valori medi di durezza HV10 in zona fusa dopo diversi trattamenti termici.
27
TABELLA IV - Proprietà di resistenza alla trazione e di durezza dopo un PWHT minimo.
Tipo di zona fusa
Trattamento termico
Ys (MPa)
Ts (MPa)
E%
RA %
HV 10
Standard
2¼-Cr-Mo
690 °C / 8h
515
623
23
73
197
V mod.
2¼Cr-Mo-V
705 °C / 8h
643
739
20
76
234
Curva di transizione dopo PWHT minimo e PWHT min + Step
Std - PWHT
Std - PWHT + SC
V mod. - PWHT
V mod. - PWHT + SC
Temperatura (°C)
Figura 6 - Curve di transizione dopo PWHT minimo e PWHT minimo + “Step Cooling”.
Charpy V delle zone fuse del materiale
standard e di quello modificato al V a
seguito del trattamento termico di
distensione minimo applicato in sede
industriale (rispettivamente 690 °C /
8 ore e 705 °C / 8 ore).
Nella Figura 6, i valori di resilienza
Charpy V vengono inoltre forniti a
fronte del trattamento termico di “step
cooling” eseguito dopo trattamento di
distensione minimo.
Chiaramente, dopo il PWHT finale, il
materiale standard mostra una maggiore
duttilità rispetto al materiale modificato
al V anche se, per il primo, il PWHT è
stato condotto ad una temperatura inferiore. Ciò nonostante, entrambi i materiali soddisfano i requisiti tecnici.
Il trattamento di “step cooling” induce
un limitato spostamento delle curve di
transizione. Entrambi i materiali soddisfano i requisiti più rigorosi delle specifiche tecniche.
Tr54 + 3 x (tr54 + Δtr 54) < + 10 °C
I risultati di tenacità sono dovuti all’elevata purezza dell’analisi chimica della
zona fusa, nella quale P, Sn, Sb e As
presentano un livello talmente basso che
il requisito Xf risulta ampiamente soddisfatto.
28
Conclusioni
L’acciaio 2¼Cr-1Mo-¼V è stato sviluppato per:
1) garantire valori più elevati di Ys e Ts
rispetto al materiale standard. Questo
consente una riduzione dello spessore
e, di conseguenza, del peso dei componenti di circa il 20% rispetto a
quelli progettati con materiale standard;
2) garantire una migliore resistenza alla
fragilità da idrogeno dovuta all’addizione di vanadio, il quale riduce la
mobilità dell’idrogeno e, con essa, il
suo effetto d’infragilimento;
3) garantire una più elevata resistenza
allo scorrimento viscoso rispetto al
materiale standard, permettendo un
incremento della temperatura e della
pressione di esercizio.
I risultati meccanici ottenuti mettono in
evidenza una significativa diversità di
comportamento della zona fusa dei due
acciai comportando l’adozione di trattamenti termici diversi sia nelle fasi intermedie di fabbricazione che in quella di
distensione finale per poter soddisfare i
requisiti tecnici richiesti.
Per sintetizzare gli aspetti più importanti:
1) Il contenuto d’idrogeno diffusibile
nel giunto saldato è trascurabile a
fronte di un trattamento di ISR o
DHT.
2) Il trattamento ISR condotto a 680 °C
x 4 ore o 650 °C x 8 ore fornisce
valori di tenacità a temperatura
ambiente simili a quelli ottenuti con
materiale standard dopo trattamento
di ISR eseguito a 620 °C.
Tale temperatura (680 °C) è necessaria
per il materiale modificato al V al fine
di ottenere un parziale rinvenimento
della microstruttura con conseguente
incremento della tenacità e una significativa riduzione delle tensioni residue.
Questa temperatura relativamente
elevata potrebbe sollevare la questione
del LMP globale che i materiali (materiale base e zona fusa) devono soddisfare per poter garantire le caratteristiche meccaniche imposte dal codice. In
effetti tale trattamento non dovrebbe
risultare eccessivamente critico
(giacché sulla base del parametro di
Larson Miller) equivalendo ad un incremento di 1.2 ore del PWHT finale alla
temperatura di 705 °C. Inoltre, tale
elevata temperatura dovrebbe per
esempio essere applicata, in sede di
ISR, solo sui giunti maggiormente sollecitati (bocchello/virola o bocchello/
fondo) e infine, se consideriamo un
ciclo di trattamento termico totale di
680 °C x 4 ore ripetuto per 3 volte + 705
°C x 8 ore anch’esso ripetuto per 3
volte, il LMP equivalente corrisponde a
21.026, un valore non sensibilmente
diverso rispetto al valore di riferimento
massimo di 21.000 fornito dai produttori dei materiali base.
3) Malgrado il materiale al vanadio
mostri una resistenza a trazione dopo
ISR e/o DHT sensibilmente superiore
rispetto al materiale standard, dopo il
PWHT minimo mostra elevati valori
di tenacità e il soddisfacimento dei
requisiti della resistenza allo scorrimento viscoso dopo l’applicazione
del PWHT massimo, in accordo a
quanto richiesto dagli Standard Inter-
nazionali (Appendice 26 ASME VIII
div. 2 - API 934).
4) I risultati dei test condotti conformemente agli standard correnti hanno
mostrato che la combinazione del filo
OERLIKON OE CROMO S225V
con il flusso OERLIKON CROMO
OP F537 soddisfa i più rigorosi requisiti tecnici per questo tipo di applicazione a seguito di trattamento termico
finale di distensione.
5) La zona fusa modificata al V soddisfa
i requisiti della prova di “step
cooling” dopo trattamento termico di
distensione minimo, grazie all’elevata purezza della zona fusa nella
quale il contenuto di impurezze come
P, As, Sn, Sb è estremamente basso.
Bibliografia
[1]
Contratto Europeo BRPR-CT96-0179 Progetto N. 1835 «Prediction of pressure vessel integrity in creep hydrogen service
(PREDICH)», Relazione tecnica finale, 2000.
[2]
PHM Hart: «Weld Hidrogen Levels. The influence of the welding parameters», The Welding Institute Research Bulletin,
Aprile 1979, pp. 106-108.
[3]
Bertolini S., Festa F., Barbieri L., Gattini P., Riccardi G.: «Heavy wall reactor: research and industrial results of Nuovo
Pignone», 9a Conferenza Internazionale sulla tecnologia dei contenitori a pressione, Sydney, Australia, 9-14 Aprile 2000.
Aldo BERTONI, laureato in Ingegneria Mineraria presso l’Università “La Sapienza” di Roma. European Welding Engineer. Metallurgista della
saldatura e dei materiali base. È stato Responsabile del settore Sviluppo e Industrializzazione per la fabbricazione di elettrodi rivestiti.
Attualmente Responsabile Air Liquide Welding del progetto materiali basso legati resistenti allo scorrimento a caldo - gamma AL CROMO.
Responsabile Marketing Air Liquide Welding Italia per i prodotti di consumo processo arco sommerso. Autore di circa 15 articoli tecnici relativi
alla metallurgia della saldatura e prodotti di consumo.
Christian BONNET, laureato in Ingegneria in Fisica dei Materiali presso INSA (Lyon). Master in metallurgia presso la Laval University (Canada).
È stato Responsabile in Air Liquide C.T.A.S. (Centre Technique des Applications du Soudage) del dipartimento R&D prodotti di consumo,
Responsabile del dipartimento della saldatura laser e taglio laser e del dipartimento gas di protezione per la saldatura. Direttore Scientifico del
C.T.A.S. Air Liquide fino al 2005. Contribuisce e supporta con la sua esperienza le attività di Ricerca come figura “Fellow”. Autore di circa 50
articoli tecnici relativi alla metallurgia della saldatura, processi di saldatura e prodotti di consumo.
29
Corso di Qualificazione per International
Welding Inspector
Genova 2010
L’ISTITUTO ITALIANO DELLA SALDATURA, secondo la programmazione descritta nella propria
Attività Didattica 2010 (http://www.formazionesaldatura.it/), organizza presso la propria sede di
Genova un Corso di Qualificazione ad International Welding Inspector per il livello Comprehensive
(IWI-C). Al Corso potranno tuttavia partecipare anche candidati alla qualificazione ai livelli Standard e
Basic, non in possesso cioè dei requisiti di cui al punto successivo, con una quota di iscrizione ridotta.
Anche quest’anno, dopo il successo riscosso dall’iniziativa nel 2009, sarà fornito ad ogni
partecipante anche un CD Rom edito in collaborazione con l’UNI contenente una raccolta di oltre 300 norme europee relative alla saldatura (ed alle materie ad essa correlate), debitamente aggiornato al 2010.
Requisiti di ingresso
Per iscriversi al Corso al livello IWI-C non è prevista esperienza specifica, quanto il possesso di
uno dei titoli di studio:
- Laurea o Diploma di Laurea in Ingegneria; in alternativa, Laurea in Scienza dei materiali,
Architettura, Fisica o Chimica, supportate da comprovata esperienza industriale in saldatura
oppure
- Diploma di Scuola Media Superiore ad indirizzo tecnico.
Calendario e sede delle lezioni
Il Corso ha una struttura modulare, basata su due Moduli successivi denominati Welding Technology
e Welding Inspection, di carattere teorico - pratico (chi sia in possesso di un Diploma da Welding
Engineer o da Welding Technologist può accedere direttamente al secondo Modulo).
Per diluire l’impegno, le lezioni saranno svolte in settimane non consecutive, secondo il seguente
calendario:
Modulo Welding Technology
Prima settimana:
10 ÷ 14 Maggio 2010
Seconda settimana:
7 ÷ 11 Giugno 2010
Terza settimana:
5 ÷ 9 Luglio 2010
Modulo Welding Inspection
Prima settimana:
6 ÷ 10 Settembre 2010
Seconda settimana:
11 ÷ 15 Ottobre 2010
Terza settimana:
8 ÷ 10 Novembre 2010
Il Corso sarà tenuto presso la Sede dell’IIS di Genova, in Lungobisagno Istria, 15.
Orario delle lezioni
Per consentire il raggiungimento della Sede senza spostamenti in orario festivo, il Corso sarà svolto
con orario 9:00 ÷ 18:00, ad eccezione delle giornate di Lunedì (orario 14:00 ÷ 18:00) e di Venerdì
(orario 9:00 ÷ 13:00).
Conseguimento del Diploma
Chi sia risultato in possesso dei requisiti di ingresso ed abbia completato il percorso formativo può
accedere agli esami previsti nelle date 21 e 22 Dicembre, presso la Sede di Genova (o, in alternativa, in qualunque altra sessione programmata successivamente).
Le domande di iscrizione agli esami dovranno essere indirizzate all’Area Certificazione Figure Professionali (tel. 010 8341307, e-mail [email protected]), con un costo di iscrizione pari a € 450,00
(+ IVA esclusa).
Iscrizione al corso
Per iscriversi al corso è sufficiente utilizzare il modulo cartaceo fornito con l’Attività Didattica 2010
oppure procedere on - line attraverso il sito www.formazionesaldatura.it, selezionando il corso dall’apposito motore di ricerca.
La quota di iscrizione al corso per il livello Comprehensive (C) è di 5.450,00 € (+ IVA esclusa); chi
partecipasse al solo Modulo di Welding Inspection dovrà invece versare una quota ridotta a 2.550,00
€ (+ IVA esclusa).
Per le quote di partecipazione al corso ai livelli Standard e Basic si consiglia di prendere contatto con
la Segreteria.
Le quote sono comprensive della collana delle pubblicazioni specifiche dell’IIS, del CD-ROM contenente le normative relative alla saldatura e del pranzo presso la mensa dell’IIS.
Il pagamento della quota di iscrizione può essere effettuato tramite bonifico bancario sul CC 4500 Banca Popolare di Milano (IBAN IT 31 I 0558401400000000004500), intestato all’Istituto Italiano
della Saldatura.
Informazioni
Per ulteriori informazioni è possibile rivolgersi all’Istituto Italiano della Saldatura (Lungobisagno
Istria 15, 16141 Genova), Divisione Formazione, al numero 010 8341371 (fax 010 8367780), oppure
all’indirizzo di posta elettronica [email protected].
Durata degli elettrodi: un indicatore delle
prestazioni dei sistemi di taglio plasma
N. Hussary *
T. Renault *
Sommario / Summary
Il taglio plasma è diventato un importante strumento per le
aziende manifatturiere grazie all’alta produttività sui materiali ferrosi e non ferrosi.
Le sue prestazioni hanno visto drastici miglioramenti negli
ultimi 20 anni, dalla qualità e velocità di taglio alla durata dei
consumabili.
La durata dei consumabili arriva ad un massimo di 1500 inneschi misurati su 11 secondi di taglio a 200 A utilizzando l’ossigeno come gas plasma e mantenendo un’elevata qualità di
taglio. La durata dei consumabili dipende, oltre che da altri
fattori, dall’erosione dell’elettrodo (catodo), il componente
che durante il taglio plasma subisce una maggiore usura da
parte dell’arco plasma.
È quindi essenziale comprendere i meccanismi di usura per
migliorare le prestazioni del sistema di taglio.
L’erosione dell’elettrodo viene influenzata da diversi fattori
tra cui: la corrente dell’arco, il materiale del catodo, la temperatura e il metodo di raffreddamento, la struttura e la pressione della camera dell’arco, la composizione dei gas che
formano il plasma, il movimento del vertice dell’arco e le
dinamiche dei gas. Questa vasta gamma di variabili porta ad
avere una grande varietà di forme.
Questo articolo presenta una breve panoramica sui vari meccanismi di usura degli elettrodi.
Plasma cutting has become a major tool in the fabricating
industry due to its high productivity on both ferrous and nonferrous materials.
*
Its performance has seen drastic improvements in the last 20
years from cut quality and speed to consumable life.
Consumable life is in excess of 1500 starts, 11s arc on-time,
at 200 A with oxygen plasma-forming gas while maintaining
a high cut quality. The longevity of the consumables depends,
among other factors, on the erosion rate of the electrode
(cathode) - the one component in the plasma cutting torch
that is most stressed by the plasma arc.
It is, therefore, essential to understand the electrode wear
mechanisms in order to push forward the cutting system performance.
Erosion of the electrode is influenced by many factors including, but not limited to, arc current, cathode material, temperature and cooling method, arc chamber geometry and pressure, plasma-forming gas composition, arc root motion, and
gas dynamics. This wide range of variables leads to a large
variety of designs.
This paper presents a brief overview of the various electrode
wear mechanisms.
Keywords:
Electrode life; filler materials; plasma cutting.
Thermal Dynamics - Gruppo Thermadyne - St. Louis - MO (USA).
Copyright “American Welding Society”, pubblicato su “The Welding
Journal”, Aprile 2008.
31
N. Hussary e T. Renault - Durata degli elettrodi: un indicatore delle prestazioni dei sistemi di taglio plasma
Analisi dell’arco nel taglio plasma
Zona del catodo, colonna dell’arco,
zona dell’anodo
L’arco nel taglio plasma si divide in 3
zone principali: zona di fronte al catodo,
colonna d’arco, che si allunga dalla zona
del catodo attraverso la camera d’arco e
l’ugello fino ad arrivare al pezzo in lavorazione, e zona dell’anodo, corrispondente al pezzo in lavorazione (anodo)
come mostra la Figura 1.
Un tipico elettrodo utilizzato nel taglio
plasma è realizzato con un inserto di
materiale refrattario, spesso tungsteno o
afnio, inserito in un supporto di rame
raffreddato ad acqua. Il materiale refrattario dei catodi crea un arco di elettroni
mediante un meccanismo di emissione
termoionica.
Questo meccanismo entra in funzione
quando la temperatura di superficie del
c at o d o s u p e r a i 3 000 K (i l va l ore
dipende dal materiale). Occorre notare
che l’ossido di torio addizionato al tungsteno esalta le sue proprietà termoioniche.
Intuitivamente, la causa principale dell’usura del catodo è legata al flusso
eccessivo di calore verso l’elemento
emissivo da parte della radice dell’arco
originata dal catodo. Quindi, comprendendo e descrivendo correttamente
questo flusso come “fisica della radice
dell’arco” otterremo un grande ausilio
per migliorare la durata di questi catodi.
Si potrebbe anche considerare che la
transizione dalla superficie del catodo
alla colonna plasma non avviene in
modo netto e brutale. Esiste una zona di
transizione, ad esempio un plasma adiacente al catodo, tra la superficie del
catodo e la colonna arco-plasma. Una
forma semplificata della descrizione
comunemente accettata, partendo dalla
superficie del catodo, è costituita da un
primo sottostrato dominato da una netta
carica spaziale positiva ed elevato
campo elettrico, seguito da un secondo
strato quasi neutro, dove avviene la
32
Figura 1 - Le diverse zone del processo arco-plasma (sulla destra) ed un ingrandimento della
zona catodo (a sinistra) dove A è il catodo (inserto emittente), B è il sottostrato spazio-carica e
C è lo strato ionizzante.
ionizzazione necessaria a sostenere
l’arco plasma (Fig. 1).
In condizioni stabili, la superficie del
catodo è calda a sufficienza da attivare le
emissioni termoioniche di elettroni nel
primo sottostrato. Questo strato è da
intendersi privo di collisioni (i.e. collisioni tra elettroni e ioni), il risultato è la
mancanza di un netto scambio di
energia.
Gli elettroni vengono accelerati attraverso questo strato di spazio-carica
verso lo strato ionizzante.
Gli ioni, nel frattempo, vengono accelerati dallo strato ionizzante attraverso lo
strato di spazio-carica verso la superficie
del catodo. Alcuni elettroni nello strato
ionizzante con sufficiente energia da
superare il campo elettrico dello strato di
spazio-carica, si diffonderanno sulla
superficie del catodo. Gli ioni che bombardano la superficie e gli elettroni che
si diffondono formano una componente
consistente del flusso totale di energia
presente sulla superficie del catodo.
Questo flusso di energia sul catodo viene
bilanciato dalle perdite di energia dovute
all’emissione di elettroni, conduzione,
radiazione e vaporizzazione del materiale di cui è composto il catodo.
Bisogna inoltre considerare l’energia
irradiata dall’arco al catodo (che
dipende dalla forma), il riscaldamento
Joule sul catodo, gli effetti convettivi
dovuti alla formazione di un flusso gas
plasma intorno all’elettrodo, la condensazione degli atomi neutri sull’elettrodo,
l’espulsione di materiale sotto forma di
gocce ed altro.
I modelli teorici e la simulazione,
costruiti su tale descrizione, stimano che
la temperatura del catodo sotto il vertice
dell’arco possa superare i 3000 K [1, 2].
Questa temperatura è più alta del punto
di fusione dell’inserto di materiale emissivo, con il risultato che il catodo sotto il
vertice d’arco viene fuso. Infatti, questo
fenomeno è stato osservato sperimentalmente sul catodo durante il processo di
taglio plasma.
Scelta tra tungsteno e afnio
Il taglio plasma utilizza due materiali
emissivi a seconda della natura del gas
che si formerà dal plasma. Il tungsteno
viene utilizzato con gas inerti non ossidanti (N 2 , Ar, Ar-H 2 ) mentre l’afnio
viene utilizzato con gas ossidanti (O2 e
aria). I meccanismi di usura di questi
due tipi di elettrodi, che utilizzano tungsteno o afnio, sono diversi a causa delle
proprietà termiche, chimiche ed elettriche dei materiali (Tab. I). Nel caso del
tungsteno è stato osservato sperimental-
Figura 2A - Elettrodo di tungsteno da 100 A
dopo 1000 inneschi, tempo d’arco 11 s, gas
plasma azoto. Profondità dell’usura 0.2 mm.
mente che c’è la formazione di un
cratere sotto il vertice d’arco che si
espande con l’utilizzo in modo costante.
Il vertice dell’arco occupa una piccola
porzione della superficie totale del tungsteno (utilizzando una superficie abbastanza ampia). Il tungsteno viene fuso
localmente sotto il vertice d’arco.
Il materiale evapora e viene espulso
grazie all’instabilità del vertice d’arco. Il
tungsteno espulso sotto forma di gocce
si deposita sulle pareti della camera
d’arco e sull’ugello.
Data la modesta entità di tungsteno fuso,
la massa espulsa è piccola e la durata
dell’elettrodo è più lunga paragonata
all’afnio (Figg. 2A e 2B).
L’afnio, d’altra parte, ha un punto di
fusione inferiore a quello del tungsteno e
tutta la superficie dell’inserto emittente
viene fusa (come mostrato nella Figura
2B) causando un tasso di usura più
elevato, una maggiore sensibilità al
movimento dell’arco e al raffreddamento dell’elettrodo.
All’accensione, il vertice dell’arco si
trova sulla punta dell’inserto di afnio (ad
esempio all’interfaccia afnio/rame) ed
Figura 2B - Elettrodo di afnio da 100 A
dopo 1000 inneschi, tempo d’arco 11 s, gas
plasma ossigeno (innesco dell’arco in aria).
Profondità dell’usura 0.6 mm.
inizia a riscaldare la superficie di
metallo/ossido. Dato che la temperatura
della superficie è bassa, il meccanismo
di emissione di elettroni diventa una
combinazione di campo ed emissioni
esplosive. Con l’aumentare della temperatura, il meccanismo di emissioni termoioniche prende il sopravvento. La
transizione da temperatura ambiente a
punto di fusione, oltre un periodo di
tempo dell’ordine di 100 ms, crea uno
shock termico che può causare un’ulteriore erosione dell’elettrodo. Altre espulsioni di materiale sotto forma di gocce
avvengono durante la transizione dal gas
di accensione (meno ossidante) al gas di
taglio (ossidante).
Durante l’utilizzo in regime costante,
tutta la superficie dell’inserto in afnio
viene fusa.
L’evaporazione del materiale fuso è il
meccanismo di usura principale in
queste condizioni. In ogni caso, ogni
instabilità nell’arco può causare una
maggiore usura.
Un’altra importante causa di deterioramento dell’elettrodo è una significativa
espulsione di gocce di afnio durante lo
spegnimento. Questo è dovuto ai vortici
di formazione del gas plasma sul metallo
fuso allo spegnimento dell’arco. Effettivamente, quando l’arco si spegne,
l’afnio liquido si solidifica in circa
5-10 ms mentre l’arco plasma si spegne
in circa 1 ms [3].
L’assenza dell’arco aumenta l’effettiva
apertura dell’orifizio portando ad un
rapido svuotamento del gas dalla camera
d’arco. Il rapido aumento del flusso di
gas incrementa la forza di trascinamento
del gas sull’afnio fuso.
Questa forza è sufficiente a espellere
l’afnio liquefatto.
Per queste ragioni la gestione termica
dell’elemento emittente è la chiave per
mantenere un basso livello di usura sia
s u l t u n g s t e n o c h e s u l l ’ a f n i o . Ta l e
gestione prevede il raffreddamento
dell’elettrodo mediante liquido, l’uso di
materiali di supporto con elevata conducibilità termica e la minimizzazione
della resistenza di contatto tra l’inserto
emittente ed il supporto dell’elettrodo.
Dato che il materiale emittente si trova
allo stato liquido, sia le dinamiche di
flusso intorno alla testa dell’elettrodo
TABELLA I - Caratteristiche termiche del tungsteno e dell’afnio.
Punto di fusione
(K)
Punto di ebollizione
(K)
Conduttività
termica a 298 K
(W.m-1.K-1)
Capacità di calore
specifica
(J.kg-1.K-1)
Diffusibilità
termica x 106 a
298 K
Tungsteno
3422
5555
174
132
68.3
Afnio
2233
3422
23
144
12.0
33
che la stabilità del vertice dell’arco
diventano critiche.
L’effetto di una pressione maggiore
nella camera d’arco agisce in due modi:
1) aumenta il flusso di ioni che bombardano la superficie e quindi aumenta la
quantità di energia, 2) una pressione di
ioni superiore incrementa la rimozione
del metallo fuso [3, 4].
I produttori di sistemi di taglio plasma
continuano a investire risorse in ricerca
e sviluppo al fine di migliorare la durata
Bibliografia
[1]
[2]
Puntare in avanti
[3]
È interessante notare che migliorando le
proprietà del materiale di cui è composto
l’inserto emittente (utilizzando nuove
leghe metalliche refrattarie) si sono ottenuti rendimenti con risultati significativi.
degli elettrodi, un tema centrale per
molte applicazioni dei procedimenti di
taglio plasma.
[4]
Zhou X. and Heberlein J.: «Analysis of the arc-cathode interaction of freeburning arcs», Plasma Sources Sci. Technol. Vol. 3, pp. 564-574, 1994.
Benilov M. S. and Marotta A.: «A model of the cathode region of atmospheric pressure arcs», Journal of Physics D: Applied Physics Vol. 2, pp. 18691882, 1995.
Peters J., Yin F., Borges C. F. M., Heberlein J. and Hackett C.: «Erosion
mechanisms of hafnium cathodes at high currents», Journal of Physics D:
Applied Physics Vol. 38, pp. 1781-1794, 2005.
Nemchinsky V.: «Heat flux at the refractory cathode of a high-current, highpressure arc (two modes of cathode spot attachment)», Journal of Physics D:
Applied Physics Vol. 37, pp. 1048-1051, 2004.
Nakhleh Hussary e Thierry Renault, responsabili dei processi ad arco presso Thermal Dynamics, Gruppo Thermadyne, St. Louis - MO, USA.
34
Automazione e robotica nella
fabbricazione di strutture saldate
per il settore navale
(°)
R. Bragagna *
Sommario / Summary
L’articolo dà una descrizione della stazione robotizzata realizzata nella parte terminale di una linea prefabbricazione
pannelli piani lunga 600 m.
Le dimensioni della stazione sono di circa 100 m di lunghezza e 20 di larghezza servita da due portali dotati di robot
e semoventi con motorizzazioni che garantiscono l’accurata
precisione degli spostamenti necessari ai movimenti dei robot
durante la saldatura e dei movimenti a vuoto per incrementare
la produttività della stazione. Ogni portale è costituito da una
struttura rigida che trasla su una coppia di binari con cremagliera che garantisce la necessaria accuratezza di un movimento che si utilizza in saldatura. Il secondo movimento è
quello trasversale delle slitte porta robot. I due movimenti
possono essere combinati per garantire un vasto campo di
applicazione dei robot industriali. Un terzo movimento
garantisce un’elevazione fino a 1000 mm a tutta la slitta porta
robot. Ogni portale è dotato di quattro robot dotati di torcia
per le necessità di saldatura degli attuali pannelli piani. I
robot scelti offrono una configurazione finalizzata alla possibilità di eseguire anche le più piccole saldature dei particolari
costruttivi del pannello. Sei gradi di libertà permettono non
solo di controllare la posizione della torcia, ma anche la sua
inclinazione/orientazione.
I percorsi di saldatura del pannello, la posizione, l’orientamento dello stesso e la posizione di partenza sono definiti con
un sistema di sensori cui si integra il sistema di inseguimento
del giunto. I robot sono programmati off-line per la saldatura
su un unico programma che si integra con un software on-line
(ARAC) per la distribuzione/ ottimizzazione del carico di
lavoro ad ogni robot della stazione.
(°) Memoria presentata al Convegno IIS: “La saldatura nella fabbricazione
navale” - Genova, 9 Ottobre 2009.
* Fincantieri SpA - Trieste.
The article gives an overview of a robotic welding station
realized at the end of a 600 meters long panelline for flat ship
panels.
The station dimensions are: length approx 100 meters and
width approx 20 meters served by two robot traveling
gantries to offer an accurate means to move the industrial
robots and increase the effective working range. Every gantry
consist of a rigid portal construction which can move along
two rail systems and the gantry travel movement is highly
accurate to can be used during the welding. The second
motion provided by gantry system is a sideways (transverse)
movement of the robot carrier. These two movements combined create a huge working range for the industrial robots.
An additional third movement is a 1000 mm horizontal slide
within the robot carriers.
Every gantry support four industrial robots handling the
torch to perform the actual panel welding. The chosen robot
offers several outstanding features that make it exceptionally
suitable for micro panel welding. Six degrees of freedom
allow not only the torch position to be controlled but also the
torch orientation. The panel welding, the panel position and
orientation and weld start is defined with sensor system as
seamtracking. The robots are off-line programmed. Per weld,
a unique robot program is generated and the ARAC cell
control the system.
Keywords:
Automatic control; CAD; computers; robots; sensors; shipbuilding; ships; welded joints.
37
R. Bragagna - Automazione e robotica nella fabbricazione di strutture saldate per il settore navale
1. Introduzione
La costruzione navale è caratterizzata da
un rilevante numero di pezzi normalmente diversi fra loro ma distinguibili
solo per livello di prefabbricazione che
ne caratterizza la sequenza di costruzione e quindi indirettamente il grado di
semplicità dei complessi. Specificatamente esiste una piccola prefabbricazione costituita da componenti semplici
che vengono progressivamente assiemati. Esistono inoltre componenti significativamente standard che costituiscono
i sottoblocchi e, nello specifico, pannelli
che ricevono anch’essi elementi standard quali rinforzi e travi. L’automazione robotizzata della saldatura si
applica su queste tipologie di elementi
nave, infatti tale tecnologia che aumenta
considerevolmente la produttività e la
qualità del prodotto ha come presupposto una programmazione semplice e
precisa dei percorsi e delle tipologie di
saldatura da eseguire.
2. Evoluzione delle applicazioni
robotizzate
Premesso che il campo di applicazione
in campo navale finora praticato da Fincantieri è quello descritto in introduzione, l’automazione robotizzata di tali
lavorazioni ha seguito l’evoluzione dei
macchinari ma parallelamente l’evoluzione, dei sistemi di programmazione.
Essenzialmente esistono due tipologie di
programmazione che controllano ed ottimizzano l’utilizzo del robot in funzione
delle esigenze produttive: on-line e offline. La prima utilizza il robot stesso per
generare il programma, la seconda non
necessita dell’accesso al robot per lo sviluppo del programma se non nella fase
finale di test.
La programmazione on-line si può a sua
volta suddividere in due grandi famiglie:
• Programmazione guidata.
• Programmazione con pannello-insegnante.
38
La programmazione guidata consiste nel
dirigere fisicamente il braccio del robot
nei movimenti e nelle azioni che esso
deve effettuare, in modo che la macchina possa registrare automaticamente
le posizioni (e le traiettorie) quindi point
to point (o trajectory) programming e
durante questo genere di programmazioni i motori del robot sono spenti.
Il vantaggio principale di questo genere
di programmazioni è che è abbastanza
facile, non ha bisogno di personale
molto qualificato ma solo accurato.
Gli svantaggi, nelle nostre applicazioni,
per contro sono notevoli:
• il metodo non è pratico per la tipologia di robot industriali, grossi e
pesanti;
• il metodo non può essere usato in
situazioni pericolose;
• l’alta accuratezza dei movimenti è
difficile da realizzare e le traiettorie
di spostamento richiedono molti
punti e memoria del sistema;
• è difficile incorporare i dati esterni
del sensore;
• la sincronizzazione o la coordinazione con altri robot “confinanti” è
difficile e pericolosa;
• il metodo non è proficuo per pezzi
continuamente diversi.
Alcune delle difficoltà suddette possono
essere superate con la seconda tipologia
di programmazione, con pannello-insegnante. Tale sistema prevede l’uso di un
pannello di controllo collegato al
sistema di controllo del robot e viene utilizzato in modo attivo per insegnare al
braccio del robot a muoversi verso configurazioni o realizzare operazioni specifiche della saldatura. Il pannello di
controllo ha una serie di tasti che permette di registrare configurazioni o particolari di forma o righe di programma.
L’uso di questo tipo di programmazione
richiede che i motori del robot siano
accesi e quindi è potenzialmente pericoloso perché il programmatore è spesso
tentato ad avvicinarsi alla macchina
mentre sta programmando per vedere
meglio o registrare o allineare meglio
posizioni o percorsi.
Concludendo, entrambi questi metodi
soffrono di due svantaggi basilari:
• La programmazione on-line ha
bisogno dell’accesso al robot mentre
si programma e ciò impedisce l’utilizzo dello stesso, quindi nella catena
produttiva le altre macchine che lavo-
rano in coordinamento al robot
devono altresì fermarsi, inoltre, in
caso di più robot, ognuno deve essere
programmato individualmente e la
catena deve essere fermata con oneri
produttivi insostenibili.
• I programmi generati con metodi di
programmazione on-line esistono
solo nella memoria del robot e non
possono essere trasferiti facilmente
ad altro sistema e neppure la stampa
dei programmi verso l’esterno può
essere possibile. Ciò rende i programmi difficilmente documentabili
e modificabili con oneri conseguenti.
Per quanto sopra, sebbene si sia svolta
molta ricerca e progressiva sperimentazione, in Fincantieri applicazioni industriali di robot con programmazione del
tipo descritto non hanno trovato spazio.
Solo negli ultimi anni, per talune applicazioni, la programmazione con pannello-insegnante è stata integrata con
sistemi di rilevazione ottica. In questo
modo il robot viene dapprima programmato nelle sue funzioni e nei suoi movimenti di base, tramite il pannello di controllo, da personale esperto. Una volta
memorizzate tutte le tipologie di azioni
possibili ed ammesse, queste possono
essere richiamate e applicate all’immagine dell’area di lavoro, acquisita attraverso il sistema di visione ottica. Questa
seconda fase di programmazione può
essere svolta da personale non particolarmente qualificato, privo comunque
delle conoscenze inerenti alla programmazione di robot industriali.
In questo scenario tecnologico e nell’ambito di applicazione precedentemente descritto, Fincantieri ha industrializzato alcune stazioni robotizzate del
tipo indicato nella Figura 1.
I pannelli interessati alla saldatura presentano rinforzi costituiti da ferri piatti,
ferri a bulbo, ferri ad L e travi a T con
altezze variabili, per il tipo di rinforzo, e
comunque non superiori per le travi a
350 mm, un tanto per garantire che il
sistema ottico abbia un minimo di “zona
d’ombra” e quindi un’efficace precisione nella definizione del campo di
lavoro.
Il sistema di scannerizzazione consente
una riduzione dei tempi di lavoro poiché
sono subito disponibili i punti di riferimento per la selezione delle macro e
l’operatore può proseguire nella programmazione mentre il robot inizia a
Figura 1
saldare il primo pacco di lavoro. Da
notare che, anche con il sistema di
visione ottica evidenziato successivamente, è necessario che il robot vada a
rilevare una serie di punti, mediante il
contatto filo-pezzo perché le immagini
acquisite con la telecamera non presentano sufficiente precisione (Fig. 2). Per
contro rispetto alla programmazione offline, dove la posizione del pezzo deve
essere molto precisa e giustamente
orientata, tale sistema ha il vantaggio
che il pannello può essere posizionato
con molta libertà rendendo le movimentazioni molto più veloci e sicure
lasciando alla telecamera, con la scansione, il compito di misurare la posizione esatta del pannello stesso. Infine,
tale tipo di programmazione si confronta
con la realtà e quindi eventuali modifiche rispetto al disegno costruttivo
vengono assorbite immediatamente dal
sistema mentre nell’off-line le correzioni al precedentemente programmato
sono molto complicate.
Programmazione off-line: tale metodo
consente di preparare un file di testo che
contiene le istruzioni del robot ed altre
dichiarazioni che formano il programma
che il robot deve eseguire.
In tal senso la programmazione è molto
simile a quella di un calcolatore in
C, C++, Java o in un altro linguaggio di
programmazione. I linguaggi di programmazione del robot sono tuttavia più
semplici e spesso non sopportano le pratiche di buona programmazione e di
software Engineering.
Figura 2
Come nei programmi destinati ad un elaboratore, il file di testo del programma
specifica la sequenza delle azioni di base
da effettuare insieme ad altre informazioni rese necessarie per controllare la
velocità massima del movimento o i tipi
di traiettorie da seguire fra due configurazioni dell’end point, per esempio.
I vantaggi principali della programmazione off-line sono:
• i programmi possono essere sviluppati senza aver bisogno di accedere
ed usare i robot;
• la sequenza delle operazioni e dei
movimenti del robot può essere ottimizzata o migliorata facilmente, una
volta che il programma di base è stato
sviluppato;
• le procedure ed i sottoprogrammi precedentemente messi a punto e sperimentati possono essere riutilizzati
(portabilità);
• i dati dei sensori esterni possono
essere inclusi nel programma, con il
solo limite che un eccesso di tali
acquisizioni rende i programmi più
complicati e difficili da modificare e
mantenere;
• i dati esistenti relativi a sistemi CAD
possono essere compresi, come le
dimensioni delle parti e le relazioni
geometriche;
• i programmi possono essere esaminati, testati e valutati eseguendo tecniche di simulazione anche se questo
non può mai rimuovere la necessità di
effettuare la prova finale del programma usando il robot reale;
• i programmi possono essere più facilmente mantenuti e modificati;
• i programmi possono essere approntati con largo anticipo rispetto alle
necessità produttive.
Vista quindi la prevalenza dei vantaggi e
l’evoluzione implementativa che tale
sistema di software presenta, Fincantieri
ha deciso di procedere con l’allestimento della stazione robotizzata nel
Cantiere di Monfalcone.
3. Stazione robotizzata saldatura
pannelli piani
La stazione ha una lunghezza fuori tutto
di 100 m e larghezza di 21.5 m, vi si
lavorano pannelli di 35 m di lunghezza
per 16.5 m di larghezza con possibilità
di saldare rinforzi fino ad un’altezza di
500 mm, con la possibilità di alzare le
teste saldanti fino a 1.2 m e di superare
ingombri fino ad un’altezza di 1.5 m
(Figg. 3 e 4).
Sono a disposizione due portali indipendenti e coordinati entrambi con otto
robot in grado di eseguire tutte le tipologie di saldatura necessarie a completare
il pannello: testa a testa, ad angolo ed in
tutte le posizioni grazie ai sei gradi di
libertà ed al controllo dell’inclinazione
della torcia.
La sensoristica inserita è in grado di riconoscere la posizione del pannello e
l’orientamento e quindi di correggere le
linee di programma e posizionarsi al
punto di partenza del pacco di lavoro;
39
Figura 3 - Vista longitudinale stazione.
Figura 4 - Vista trasversale stazione.
inoltre, adeguata sub-routine mette in
condizioni la torcia di riconoscere ed
inseguire esattamente il percorso di saldatura secondo le modalità e le tolleranze
richieste ed imposte dalle macro di lavorazione. Naturalmente un doppio sistema
di sicurezza con adeguata plurima sensoristica previene ogni possibilità di collisione del robot o parte di esso (braccioutensile) sia con strutture o ingombri
fisici, sia con eventuali intrusi nell’area
di lavoro sia durante l’apprendimento
che durante l’attività in automatico.
Il metodo di programmazione off-line è
Figura 5a
40
controllato e gestito tramite un software
che di base recepisce e si integra con il
sistema CAD/CAM e permette lo svolgimento in automatico del pacco lavoro,
lasciando la possibilità di facili interventi correttivi all’operatore; inoltre
rileva, tramite controlli locali, eventuali
anomalie con un’autodiagnosi che viene
segnalata tempestivamente sul pannello
di controllo locale, integrato con il software che gestisce i robot nel recepimento della programmazione e mantenendone l’applicazione industriale.
Il pannello di controllo locale (Fig. 5a) è
concepito con sistema grafico/intuitivo,
offre all’operatore un costante controllo
dello stato e dell’avanzamento del programma di lavoro, consente in ogni
momento di “interferire” con il processo
automatico e qualora fosse ritenuto
necessario di poter agire on-line applicando le correzioni necessarie usufruendo, naturalmente, di una serie di
facilities che applicano sottoroutines
codificate: libreria macro, ad esempio
(Fig. 5b).
Infine, il sistema registra le attività
svolte e permette sia di correggere even-
Figura 5b
Figura 6
tuali successivi programmi di lavoro o di
estrarre significativi indicatori di processo (ad esempio: arc-on, arc-off,
robot-start, robot-stop, panel-on, paneloff, errors).
Sono state previste e messe a punto,
inoltre, la sensoristica ed una serie di
sottoroutines automatiche, programmate
e programmabili, specificatamente dedicate alle performances di saldatura:
• Sistema di pulizia torcia (Fig. 6).
• Sistema di calibrazione e centraggio
torcia (Fig. 7).
• Sistema di localizzazione giunto
(Fig. 8).
• Sistema di inseguimento giunto
(Fig. 9).
Per assicurare la qualità della saldatura e
la corretta protezione gassosa, il braccio
del robot posiziona la torcia in un apposito alloggiamento che provvede ad
Figura 8
Figura 9
“afferrarla” pneumaticamente per
evitare starature geometriche all’utensile, un’apposita fresa provvede alla
pulizia eliminando gli spruzzi di saldatura ed infine viene applicato uno spray
adatto a preservarne la pulizia (Fig. 6).
La geometria di posizionamento della
torcia sul braccio del robot viene periodicamente controllata automaticamente
(Fig. 7) per assicurare: il centraggio
dell’utensile e l’aggiustamento automatico- una verifica rapida per ridurre al
minimo il fermo produzione- un aggiornamento dell’angolatura torcia, un
adatto stick-out.
La periodicità e la tipologia dei controlli
possono essere programmate e/o richieste dall’operatore, comunque tali interventi vengono automaticamente registrati.
La sensoristica di posizionamento ed
orientamento del pannello e delle partenze per i singoli cordoni di saldatura
sfrutta un contatto elettrico con l’ugello
della torcia (Fig. 8); viene gestito dal
software locale ed attivato automaticamente dalla programmazione off-line.
Il sistema di inseguimento giunto
(Fig. 9) è automaticamente inserito
all’atto dell’inizio saldatura e funziona
con la rilevazione del voltaggio arco
durante l’oscillazione ed è direttamente
coordinata con il braccio del robot.
Naturalmente può essere programmato
in funzione del tipo di saldatura e circostanze.
4. Conclusioni
Dopo lunghissimi tempi in cui si sono
sperimentate varie applicazioni, collaudate e messe in opera diverse tecnologie
impiantistiche, macchinari sempre più
evoluti ed affidabili, e secondo indirizzi
di programmazione diversi, siamo convinti che la scelta impiantistica fatta sia
il più redditizio compromesso industriale, rappresentando un’evoluzione
tecnologica rispetto al parco robot esistente in Fincantieri, e inoltre che siano
state semplificate al massimo le naturali
complicazioni operative e di programmazione che una tecnologia avanzata
presenta. Ci confortano la produttività
ottenuta e comunque sempre migliorabile, la qualità e la completezza delle
lavorazioni eseguite, il ridimensionamento delle professionalità richieste sia
per l’esecuzione che per la programmazione ed infine il livello di sicurezza e la
qualità dell’ambiente realizzati.
Roberto BRAGAGNA, nato a Monfalcone, laureato a Trieste nel 1977 in
Ingegneria Meccanica, specializzato in impianti a fune. Carriera
professionale: libero professionista, responsabile controlli non distruttivi in
Tecnocontrol, poi Sidercontrol, impiegato presso Lloyd Register Brescia, poi
Italcantieri dal 1981, responsabile centri produttivi, poi controllo produzione
presso lo Stabilimento di Monfalcone; responsabile Qualità Mercantile, ora
responsabile tecnologie di saldatura presso Corporate.
Figura 7
41
Pubblicazioni IIS
Metallurgia e saldabilità degli acciai inossidabili,
del nichel e delle sue leghe
Indice
Capitolo 1. INTRODUZIONE.
Capitolo 2. CARATTERISTICHE E PROPRIETÀ METALLURGICHE:
Generalità; Acciai inossidabili al cromo; Fase sigma, fenomeni di fragilizzazione; Acciai al cromo martensitici; Acciai al cromo martensitici - ferritici
(semiferritici); Acciai al cromo ferritici; Acciai inossidabili austenitici al
cromo-nichel; Acciai inossidabili austeno - ferritici (duplex); Metallurgia;
Designazioni e classificazioni normative.
Capitolo 3. SALDABILITÀ:
Introduzione; Saldabilità degli acciai al cromo martensitici; Problemi generali di saldabilità; Procedimenti di saldatura; Saldabilità degli acciai al
cromo semiferritici e ferritici; Problemi generali di saldabilità; Resistenza
alla corrosione dei giunti in acciaio semiferritico e ferritico; Procedimenti di
saldatura; Saldabilità degli acciai austenitici; Problemi generali di saldabilità;
Influenza degli elementi di lega e diagramma di Schäffler; Criccabilità a
caldo; Resistenza alla corrosione dei giunti saldati; Fase sigma; Procedimenti di saldatura; Saldature eterogenee con materiali d'apporto austenitici; Saldabilità degli acciai inossidabili austeno - ferritici (duplex); Problemi
generali di saldabilità; Resistenza alla corrosione.
Capitolo 4. METALLURGIA E SALDABILITÀ DEL NICHEL E DELLE SUE
LEGHE:
Introduzione; Caratteristiche metallurgiche; Caratteristiche delle leghe di
nichel, loro classificazione; Generalità; Nichel commercialmente puro;
Leghe nichel - rame; Leghe nichel - cromo; Leghe nichel - molibdeno; Leghe
nichel - ferro; Leghe nichel - ferro - cromo; Saldabilità; Generalità;Tecniche
di saldatura; Processi di saldatura; Materiali d’apporto; Altre osservazioni;
Qualificazione e certificazione dei saldatori e dei processi di saldatura; Saldatura eterogenea con apporto in lega di nichel.
Capitolo 5. ACCIAI PLACCATI:
Generalità; Modalità di saldatura; Saldatura con materiali d’apporto diversi;
Saldatura con materiale d’apporto legato; Saldatura con accessibilità da un
solo lato.
Divisione PRN
Maura Rodella
Lungobisagno Istria, 15
16141 GENOVA
Tel. 010 8341385
Fax 010 8367780
Email: [email protected]
www.weldinglibrary.com
www.iis.it
2008, 72 pagine, Codice: 101104, Prezzo: € 48,00
Soci IIS - Membri IIS Club, Prezzo: € 38,40
Caratterizzazione della radiografia
computerizzata (CR/DR) con schermi
al fosforo e confronto
con la radiografia
convenzionale
a film (FR)
(°)
M.F. Bianchi *
F. Rivara **
S. Rusca **
Sommario / Summary
Lo studio illustrato nella presente memoria, condotto presso
il Laboratorio dell’IIS, si è articolato su due fasi: caratterizzazione del sistema sorgente radiazioni (macchina radiogena) scanner, con relativa validazione e/o creazione di carte di
esposizione e curve sensitometriche; verifica di applicabilità
della tecnologia CR/DR all’esame di giunzioni saldate.
La prima fase si è resa necessaria per poter rendere sistematica e ripetitiva la messa a punto dell’apparecchiatura in analogia a quanto storicamente viene fatto per la radiografia
industriale tradizionale ed inoltre per poter comprendere le
differenze più significative tra questa tecnologia innovativa
ed i sistemi tradizionali a film; con la seconda fase invece è
stata studiata la possibilità di applicare la nuova tecnologia a
situazioni di indubbio interesse industriale, nell’ambito delle
costruzioni saldate, quali la qualifica di procedimenti di saldatura e la qualifica di saldatori. Tali situazioni allo stato
dell’arte attuale vengono regolate da norme e codici che non
escludono, per quanto concerne l’Esame Radiografico, l’uso
di tecnologie nuove quale è la radiografia computerizzata.
Lo studio, lungi peraltro da potersi considerare esaustivo di
una tematica così importante e vasta, può essere ritenuto il
primo step di una attività che IIS si impegna a proseguire e
che ha fornito, come risultati iniziali, indicazioni significative
sull’utilizzo della tecnologia CR/DR, prima fra tutte il fatto
che CR/DR e FR non sono sostitutive una dell’altra bensì
complementari, in termini di molti parametri di interesse del
controllo quali ad esempio qualità e sensibilità, tempi di esecuzione, range di spessori radiografabili.
The study presented in this paper, carried out at IIS Laboratory, has been divided into two steps: characterization of the
(°) Memoria presentata a EUROJOIN 7 - GNS5 - Technical Session:
“Diagnostics and NDT on welded components and structures” Venezia Lido, 21-22 Maggio 2009.
*
BYTEST Srl - Volpiano (TO).
** Istituto Italiano della Saldatura - Genova.
system (radiation source) - scanner, with the aim of verifying
and/or finding technical set-up data like Exposure Charts
and Sensitometric Curves; establishment of applicability of
CR/DR technology to welded joints test.
The first step was necessary to make the equipment set-up
methodical and repetitive, on the analogy of traditional
industrial radiography and, moreover, to draw the more significant differences between the “new” filmless technology
and the “old” film one; the second experimental phase
studied, otherwise, the conditions to apply the new technology to very interesting cases within the scope of welding
industry like the qualification of welding procedures and the
qualification of welders and welding operators. Nowadays,
these situations are ruled by standards and codes that do not
exclude, as regards Radiographic Examination, the use of
new technologies as filmless CR is.
This experimental study, far from completing such a wide and
complex subject, represents the beginning of a job that IIS
intends to carry on and has provided as a result some important indications about CR application, first of all, the fact that
CR shall not be a substitute of traditional FR but these two
new technologies can complement each other, from the point
of view of many Radiographic Examination parameters: for
instance, quality, sensitivity, execution time, thickness range
fit to be tested.
Keywords:
Comparisons; computer programs; image quality; nondestructive testing; phosphorus; radiography; screens; technical films; welded joints; X rays.
43
M.F. Bianchi et al. - Caratterizzazione della radiografia computerizzata (CR/DR) con schermi al fosforo e confronto, ecc.
Introduzione
44
Figura 1 - Struttura a strati di pannello al fosforo (Imaging Plate - IP).
sensibilità del plate “comandano”
sulla dimensione dello spot dello
scanner, ovvero spot “fini” su plate
“ grosso lani” non conducono a
miglioramenti in termini di qualità
dell’immagine.
Per completare il set dei parametri significativi per un sistema CR non vanno
dimenticati l’hardware e il pacchetto
software necessari per supportare, elaborare e gestire le immagini con tempistiche e capacità competitive.
La campagna sperimentale condotta in
IIS ha fatto uso delle seguenti apparecchiature:
• Ma c c hina Radiogena G ilardoni
Monogil 350/6: direzionale; focal
spot 3.5 x 3.5 mm; filtrazione interna
equivalente a 0.3 mmCu
• Macchina Radiogena Gilardoni CPX
160: direzionale; corrente max 10 mA;
focal spot 1.5 x 1.5 mm; filtrazione
interna 1 mmBe
• Pellicole Formato 10 x 48 cm AGFA
Structurix D4 Pb (0.03 mm) Vacupac
(per materiali base Fe)
• Pellicole Formato 10 x 48 cm AGFA
Structurix D4 senza Pb (per materiali
base Al)
• Sviluppatrice AGFA Structurix NDT
ECO: automatica; T 28 °C; ciclo
completo 8 min
• N egativos copio Wilnos - Sp o t :
Densità Max leggibile 4.47
• Negativoscopio Wilnos - 10 x 24 cm:
Densità Max leggibile 3.65
• Densitometro X-Rite Company 331
(portatile)
• Densitometro X-Rite Company 301
(fisso)
• Plates Formato 10 x 48 cm G.E. IPS
• Scanner G.E. Pegasus CR50P
• Hardware: HP XW 4600 Workstation; Monitor Planar GX2MP (1600 x
SNR (Signal to Noise Ratio - RAW)
La Radiografia Computerizzata (Computed Radiography - CR) è un processo
tecnologico con cui si ottengono immagini radiografiche dell’oggetto esposto a
seguito di due fasi.
Analogamente a quanto accade nella
Radiografia Tradizionale (Film Radiography - FR), l’immagine non si forma
direttamente; nel caso della radiografia
tradizionale l’immagine viene immagazzinata (immagine latente) su una pellicola cosparsa di cristalli di alogenuro di
argento (AgBr), nel caso invece di CR,
l’immagine viene immagazzinata su un
pannello (Imaging Plate - IP) cosparso
di grani di fosforo sensibili alla radiazione (Fig. 1).
L’informazione contenuta nel plate non
viene sviluppata chimicamente ma convertita in luce tramite uno scanner laser
dedicato e, successivamente, trasformata
in immagine digitale; lo scanner procede
infine alla cancellazione dell’informazione contenuta sul plate e questo risulta
così utilizzabile per numerose esposizioni e non per una sola come accade per
la pellicola convenzionale [1].
Tenuto conto del fatto che la sorgente di
radiazioni, macchine radiogene e/o
radioisotopi, non variano fra CR e FR,
due dei parametri fondamentali per
caratterizzare un sistema CR e le sue
potenzialità sono il plate e la dimensione
dello spot dello scanner: in effetti, la
coppia plate - scanner rappresenta
quanto nella tradizionale radiografia a
film viene identificato con l’espressione
“sistema pellicola”.
Perché plate (Fig. 2) e spot size dello
scanner risultano così importanti?
1. Poiché a plate molto sensibile corrispondono elevata risoluzione, elevato
disturbo (Signal to Noise Ratio SNR) e elevati tempi di esposizione.
2. Poiché a dimensioni dello spot ridotte
corrispondono elevata risoluzione e
qualità di immagine, elevati tempi di
scansione.
3. Poiché la dimensione dei grani e la
600
Exposure time @ 3500SAL
Figura 2 - Diagramma Rumore (SNR) - Rapidità dei plate (IP); ogni tipologia di pannello è
inoltre raffigurata tramite un cerchio, il cui diametro è rappresentativo della risoluzione:
maggiore il diametro, maggiore la risoluzione.
•
•
•
•
1200 pixel) con Scheda Grafica ATI
Fire GL V5600
Software: Rhythm 4.0 - Acquire;
Review
Indicatori Qualità di Immagine (IQI)
secondo UNI EN 462-, UNI EN 462-5
Indicatori Qualità di Immagine (IQI)
secondo ASME V art. 2, 22 - ASTM
E1025
Pattern CN 27164.
Caratterizzazione del sistema
semionda e caratterizzata da elevata filtrazione interna (0.3 mmCu), a differenza della macchina radiogena Isovolt
HS 320 (l’attuale Isovolt Titan 320) alimentata a potenziale costante e caratterizzata da finestra in berillio e, pertanto,
da minore filtrazione (3 mmBe), ha alterato quantitativamente (anche se non
qualitativamente) l’andamento delle
curve della carta. In particolare, le prove
hanno evidenziato che per ottenere un
“Digital Value” (livelli di grigio) compreso fra 18000 e 25000, valori inferiori
al valore 30000 ottenuto dai diagrammi
GE ma del tutto accettabili in termini di
contrasto e definizione dell’immagine e,
quindi, di sensibilità del controllo, era
necessario, a parità di spessore attraversato (mm) e di tensione acceleratrice
(kV), raddoppiare l’esposizione
(mA x min) fornita dalla carta.
Exposure
Exposure
Carte dell’Esposizione
Le prime prove eseguite sono state finalizzate alla determinazione di Carte o
Diagrammi di Esposizione relativi sia
all’accoppiamento CPX 160 Direzionale
- Sistema di acquisizione GE utili ad
esaminare materiali debolmente radio-
assorbenti, quali alluminio e sue leghe,
titanio e sue leghe; sia all’accoppiam e nt o M onogil 350/6 - S is tema di
acquisizione GE necessari all’esame di
materiali fortemente radio-assorbenti,
quali ferro e sue leghe, nichel e sue
leghe.
In merito al primo caso (Fig. 3), le prove
hanno evidenziato che la carta fornita da
GE è utilizzabile da IIS senza particolari
correzioni nonostante le seguenti differenze di set-up:
1. IIS usa CR50P invece di CRx Tower
2. IIS usa CPX 160 invece di Isovolt
HS 320 (l’attuale Isovolt Titan 320)
3. IIS non usa schermi Pb da 250 μm.
Nel secondo caso (Fig. 4), invece, la
carta fornita da GE si è potuta adoperare
solo dopo opportuno adattamento.
Infatti, l’utilizzo della macchina radioge na M onogil 350/6 alimentata a
Thickness
Figura 3 - Carta dell’Esposizione valida per
leghe di alluminio, fornita da GE; la carta è
stata ottenuta con il seguente set-up: scanner
CRx Tower, plate IPS, schermo rinforzo Pb
250 μm, distanza fuoco-plate 700 mm;
Digital Value ottenuto 30000.
Thickness
Figura 4 - Carta dell’Esposizione valida per
leghe base ferro, fornita da GE; la carta è
stata ottenuta con il seguente set-up: scanner
CRx Tower, plate IPS, schermo rinforzo Pb
250 μm, distanza fuoco-plate 700 mm;
Digital Value ottenuto 30000.
45
Sensitometric Curves
Log. rel. exp.
Figura 5 - Curve sensitometriche pellicole
AGFA.
• Macchina radiogena: Gilardoni CPX
160 Direzionale (focal spot 1.5 x 1.5
mm)
• Distanza Fuoco-Film: 90 cm
• Tensione: 70 kV
• Corrente: 10 mA
• Tempo 1° Esposizione: 1 min
→ Digital Value ~ 9300
• Tempo 2° Esposizione: 30 s
• Tempo 3° Esposizione: 15 s
Densità = f (Esp.rel.) per D4
Densità (y)
Esposizione relativa (y)
Esp. rel. = f (Densità) per D4
Figura 6 - Curva sensitometrica pellicola AGFA Structurix D4 Doppia Emulsione.
46
Come si evince dai
risultati, il comportamento del
plate è sostanzialmente lineare e la
curva che si ottiene
è appros si m a t a
molto bene da una
retta, a differenza
di quanto accade
nel caso delle pellicole (Fig. 5) [2].
Nelle Figure 6 e 7
sono rappresentate
le curve caratteristiche della pellicola AGFA D4
doppia emulsione,
estrapolate dal diagramma
della
Figura 5, e quelle
ottenute sperimentalmente per il pannello IPS.
In base ai risultati sopra esposti, è possibile fare le seguenti considerazioni:
1. l a l i n e a r i t à d e l c o m p o r t a m e n t o
del plate e il valore ridotto del coefficiente angolare (pendenza) della
retta rappresentativa sono indice
di una ampia latitudine di posa del
plate;
2. l’ampia latitudine di posa di cui al
punto 1 rappresenta un vantaggio
quando si presenta la necessità di
radiografare componenti a spessore
variabile e/o caratterizzati da parti a
differente fattore di assorbimento in
una unica esposizione;
Density
Curva sensitometrica
La successiva fase di caratterizzazione si
è incentrata sulla costruzione della curva
sensitometrica del plate IPS.
IIS ha scelto di affidarsi a questo tipo di
Plate in quanto rappresenta il compromesso migliore fra aspetti tecnici
ed economici: infatti, è il Plate più delicato, più lento e associato a più elevato
SNR, tuttavia le condizioni ambientali
del Bunker e del Laboratorio IIS ne consentono l’utilizzo senza gravi e/o frequenti danneggiamenti, tenuto conto
anche del volume di produzione
(numero di radiografie annue) mediobasso; inoltre, la qualità finale del controllo è elevata.
La curva sensitometrica rappresenta uno
strumento fondamentale per chi esegue
test radiografici dal momento che permette di conoscere e prevedere il comportamento del Plate al variare dei parametri dell’esposizione, in funzione del
Digital Value voluto.
Per la costruzione della curva, si è effettuata una serie di esposizioni su un
blocco di lega di Al di spessore pari a
39 mm mantenendo costanti tutti i parametri ad eccezione del tempo di esposizione; la scelta dello spessore e del
materiale è stata motivata dalla necessità
di raggiungere, in ognuna delle esposizioni fatte, valori di Digital Value inferiori al livello di saturazione che, per
CR50P a 50 μm, è di 49140.
Di seguito vengono riportate le condizioni di prova ed i parametri delle esposizioni fatte:
Livelli di grigio
Livelli di grigio
Esposizione relativa
Esposizione relativa
Figura 7 - Curva sensitometrica plate IPS.
3. l’ampia latitudine di posa di cui al
punto 1 rappresenta un vantaggio
quando si devono esaminare grossi
spessori dal momento che i tempi di
esposizione risultano compatibili con
volumi di produzione elevati.
A conferma dei tre punti sopra esposti, si
può considerare il seguente dato numerico: fissato indicativamente il valore
10000 come limite inferiore di Digital
Value, per arrivare a 40000 è necessario
incrementare l’esposizione di un fattore
pari a 380%; analogamente, fissato il
valore 1.50 come limite inferiore di
densità, incrementando l’esposizione
dello stesso fattore, si ottiene una densità
pari a 7.22, valore ben superiore alla
media dei valori massimi tipicamente
accettati da codici e norme e/o tipicamente “leggibili” dai negativoscopi.
4. L’ampia latitudine di posa di cui al
punto 1 rappresenta uno svantaggio
quando si devono rilevare imperfezioni di piccole dimensioni dal
momento che il contrasto risulta molto
basso in corrispondenza di piccole
variazioni di esposizione; la sensibilità del controllo è così penalizzata;
5. la considerazione di cui al punto 4 è
in perfetto accordo con i dati forniti
dai produttori di pellicole e di plate;
infatti, i plate sono caratterizzati da
una risoluzione spaziale dell’ordine
di 10 lp/mm a differenza delle pellicole, anche delle più grossolane,
caratterizzate da una risoluzione spaziale superiore a 100 lp/mm.
Tensione acceleratrice
L’ulteriore campagna di prove di caratterizzazione si è proposta di determinare
l’influenza sul controllo della tensione
acceleratrice (kilovoltaggio), parametro
direttamente associato all’energia
(“durezza”) e, pertanto, al potere di
penetrazione della radiazione.
La sperimentazione relativa è consistita
in una serie di esposizioni su blocchi di
acciaio ferritico a spessore variabile, da
5 mm a 10 mm con incrementi successivi di 1 mm (Fig. 8), su cui sono stati
rilevati i valori medi di Digital Value.
Il set-up adottato è stato il seguente:
• Macchina Radiogena: Gilardoni
Monogil 350/6
• Corrente Anodica:
5 mA
• Distanza Fuoco-Plate:
900 mm
• Tempo di Esposizione:
60 s
• Tensione 1° Esposizione (kV1):
290 kV
260 kV
230 kV
200 kV
170 kV
Figura 8 - Determinazione dell’influenza della tensione acceleratrice: immagine di 4 blocchi di
differente spessore (7 mm, 8 mm, 9 mm, 10 mm), associati a differenti valori medi di Digital
Value, ottenuta con tensione kV2 (260 kV).
47
I risultati di queste prove hanno evidenziato che variazioni costanti di tensione
non comportano variazioni costanti di
Digital Value, ovvero di contrasto; detto
in altri termini, il contrasto non ha andamento lineare in funzione del kilovoltaggio e, in particolare, il contrasto aumenta
più rapidamente all’aumentare del kilovoltaggio. Ciò significa che la sensibilità, intesa come capacità di rilevare
imperfezioni piccole, che aumenta
all’aumentare del contrasto, aumenta di
conseguenza all’aumentare della tensione acceleratrice, a scapito tuttavia
della definizione. Questo comportamento si contrappone a quanto accade
nella radiografia tradizionale a film.
Sensibilità
L’ultima fase della caratterizzazione ha
avuto come obiettivo la determinazione
della sensibilità del sistema, intesa come
potere risolutivo / definizione complessiva della catena plate-scanner-workstation. Seguendo quanto indicato da
norme e codici di riferimento sull’argomento, quale ad esempio la norma
europea UNI EN 14784-1, la verifica
di sensibilità del sistema è stata con-
Figura 9 - Indicatori di qualità di immagine a doppio filo (UNI EN 462-5) usati per definire il
potere risolutivo del sistema CR; secondo la norma UNI EN 14784-1, due fili di una coppia
sono “risolti” se la profondità/altezza del segnale compreso tra i Digital Value (livelli di grigio)
relativi ai due fili supera in valore assoluto il 20% della differenza tra il Digital Value massimo e
il Digital Value associato ai due fili.
dotta utilizzando indicatori a doppio
filo (Duplex Wire IQI in accordo a
UNI EN 462-5) (Fig. 9) e indicatori a
linee convergenti (Converging line pair
quality Indicator CN 27164). In merito a
questo ultimo indicatore, è necessario
evidenziare che, nonostante sia realizzato
Figura 10 - Confronto fra la risoluzione di pannelli per CR e la risoluzione di pellicole
convenzionali ottenuto tramite pattern a linee convergenti; è importante notare come la
risoluzione delle pellicole sia più alta di quella dei plate.
48
in lega Pb-Sb, a causa del ridotto valore
di spessore, solo 0.03 mm, è stato possibile applicarlo esclusivamente per esposizioni di leghe leggere, con bassi valori
di tensione acceleratrice (Fig. 10) [3].
I risultati mostrano come in termini
assoluti la sensibilità ottenibile dalla
radiografia FR sia ancora superiore a
quella della CR; in effetti, come già
accennato in precedenza, esiste ancora
almeno un ordine di grandezza di differenza tra la risoluzione spaziale,
espressa in lp/mm, del sistema CR e
quella del sistema FR, indipendentemente peraltro dalla classe di “sistema di
pellicola” (UNI EN 584-1): pellicole più
grossolane sono associate a minore definizione rispetto a pellicole a grana più
fine e di qualità superiore ma sono associate comunque ad un potere risolutivo
circa costante e molto superiore a quello
dei pannelli al fosforo.
Questo, di fatto, si traduce nella capacità
di rilevare imperfezioni di ordine di
grandezza non inferiore al decimo di
millimetro nel caso di tecnologia CR;
tale limite è invece superato in molte
applicazioni dalla tradizionale FR.
La motivazione fondamentale di questa
differenza risiede nel fatto che il “punto
analogico” ovvero il grano di AgBr usato
nelle pellicole ha dimensioni che arrivano
a valori inferiori a 5 μm, mentre il “punto
digitale” ovvero il pixel ha dimensioni
che vanno da 30 a 200 μm; questo comporta senza dubbio una perdita sostanziosa di informazioni spaziali.
Figura 11 - Esposizione Exp 1: nessun filtro interposto.
Esame di giunzioni saldate
La fase sperimentale di caratterizzazione
del sistema ha fornito strumenti, come
carte di esposizione e curve sensitometriche, necessari a rendere il più affidabile e ripetitivo possibile il controllo
radiografico eseguito con tecnologia
CR. Infatti, già nella fase sperimentale
successiva, essi sono stati sfruttati come
dati da cui partire per cercare, variando
altri parametri, l’ottimizzazione del
sistema per il controllo di giunti saldati.
Introduzione di filtri
Una delle prime e più interessanti problematiche in cui ci si imbatte nel tentativo di ottimizzare il sistema CR è rappresentata dalla sensibilità dei pannelli
al fosforo alle radiazioni a bassa frequenza (“molli”), secondarie e diffuse,
causa di perdita di definizione dell’immagine.
Tale problematica diviene ancora più
significativa se si tiene in considerazione il fatto che la riduzione (“taglio”)
delle radiazioni molli, che si ottiene
introducendo dei filtri di materiale
opportuno (rame, piombo o acciaio),
comporta un aumento dell’esposizione,
in particolare del tempo di esposizione;
ciò inficia uno dei maggiori vantaggi di
CR, rispetto alla radiografia convenzionale a film, rappresentato dalla riduzione
dei tempi di esecuzione del controllo.
L’influenza di filtri posti tra macchina
radiogena e oggetto in esame è stata
verificata eseguendo una serie di esposizioni su un giunto testa-testa fra due
lamiere in acciaio al C-Mn, di spessore
pari a 10 mm.
Delle esposizioni fatte, due sono risultate più significative ed hanno permesso
di trarre le seguenti considerazioni:
l’esposizione Exp 1 (Fig. 11) senza filtri
interposti e l’esposizione Exp 2 con l’interposizione di un filtro (blocco) di
acciaio ferritico di 6 mm di spessore,
valore rappresentativo, come si evince
dalle carte di esposizione, del valore di
semiassorbimento (spessore emivalente
- SEV) per il set-up di parametri adottati.
Di seguito vengono elencati i parametri
di esposizione usati:
• Macchina radiogena: Gilardoni
Monogil 350/6
• Tensione Acceleratrice: 270 kV
• Corrente Anodica: 5 mA
• Distanza Fuoco-Film: 900 mm
• Tempo Exp 1: 60 s
• Tempo Exp 2: 120 s
Confrontando i risultati delle due esposizioni, si è notato quanto segue:
1. A conferma di quanto ci si attendeva,
Exp 1 è stata caratterizzata da Digital
Value mediamente più alti rispetto a
quelli registrati su zone analoghe di
Exp 2: ad esempio, in una zona a
spessore nominale costante come il
materiale base (M.B.) della saldatura
(10 mm), si è trovato un valore medio
di circa 23000 per Exp 1 e di circa
17000 per Exp 2.
2. A differenza di quello che ci si attendeva, il taglio delle radiazioni molli
in Exp 2 non ha aumentato la definizione dell’immagine: infatti, come si
è riscontrato analizzando l’immagine
dell’IQI a piastrine a fori relativo
posto a lato del giunto, la visualizzazione dei fori è risultata meno nitida e
possibile solo dopo notevole elabora-
zione informatica (variazione di Contrast e Brightness).
3. A differenza di quanto ci si attendeva
in base alla linearità della carta dell’esposizione, nel caso di Exp 2 si è
verificata anche una perdita di contrasto (quindi di sensibilità al difetto),
come si è riscontrato registrando sia
la differenza di Digital Value dei
blocchi a spessore variabile posti a
lato del giunto, sia la differenza dei
Digital Value registrati su zona fusa
(Z.F.) e materiale base (M.B.) del
giunto. Ad esempio, il contrasto
medio del giunto saldato, ovvero
valor medio (Digital Value M.B. Digital Value Z.F) per Exp 1 è risultato circa 7000, mentre per Exp 2 è
risultato circa 5000.
Rilevazione e dimensionamento delle
imperfezioni
Lo studio si è concluso con un’ultima
fase sperimentale, in cui si è cercato di
trovare una risposta ad una serie di
quesiti fondamentali che hanno finora
drasticamente limitato l’uso sistematico
della tecnologia CR nel campo delle
strutture saldate.
Alcuni di questi sono: se si visualizzano
nitidamente gli IQI richiesti da norme
(come la UNI EN 1435) e specifiche, vi
è la certezza che il sistema abbia rilevato
realmente le difettosità che a quell’IQI
vengono nominalmente associate?
Ovvero, agire sulle funzioni contrast e
brightness e ottimizzare l’output sullo
schermo in una determinata zona, significa migliorare realmente il controllo?
Ovvero, se sull’immagine non si riescono a visualizzare in modo nitido
49
alcune difettosità, si
può essere certi che il
sistema non sia riuscito realmente a rilevarle?
Pe r r is p o n d e r e a
queste e a molte altre
domande simili, viene
p r o p o s to in q u e s ta
sede un approccio differente, basato non
sull’immagine visualizzata a schermo che,
ovviamente, risulta
più intellegibile e
gestibile dal radiologo
e/o dall’ispettore incaricato dell’esame,
bensì sulla rappresentazione del profilo
d i D i g i t a l Va l u e
(Fig. 12).
A t a l p r o p o s ito , s i
descrive l’esame del
giunto testa-testa,
r a ffi g u r a t o n e l l a
Figura 12, fra lamiere aventi spessore
12 mm, in acciaio ferritico, contenente
soffiature e porosità diffuse.
Indipendentemente dalla loro visualizzazione a schermo, è possibile associare
alle zone di interesse una curva che fa
corrispondere ai vari punti il relativo
valore digitale; in tal senso, data la linearità del sistema ad un determinato valore
di tensione acceleratrice, non solo è possibile visualizzare variazioni del profilo
e quindi rilevare imperfezioni nel manufatto ma anche misurarne la profondità e
l’estensione mediante differenze di
valori digitali, una volta noto uno spessore di riferimento.
A fronte di una maggiore difficoltà interpretativa e di una minore immediatezza
di analisi, questa rappresentazione offre
il grande vantaggio di sfruttare appieno
la capacità del sistema di cogliere e
misurare differenze quantitative di
Digital Value anche così piccole da risultare non percepibile sull’immagine
radiografica a video, da un operatore o
da un ispettore, la corrispondente differenza (contrasto) di tonalità di grigio.
Figura 12 - Radiografia computerizzata di
giunto saldato: rappresentazione di una
sezione tramite profilo di valori digitali.
alcune conclusioni che, tuttavia, necessitano di essere integrate e confermate da
ulteriori campagne sperimentali.
I principali vantaggi riscontrati nell’uso
del sistema CR possono essere così
schematizzati:
• Riduzione dei tempi di esposizione (e
quindi di controllo) per volumi di
produzione piccoli (1000- 5000 film
annui) e medi (10000 - 50000 film
annui).
• Migliore impatto ambientale grazie al
fatto che non sono più necessari i prodotti chimici per il processo di sviluppo delle pellicole.
• Assenza delle problematiche relative
alla fase di archiviazione delle pellicole grazie alla possibilità di sfruttare
supporti digitali (DVD, CD, penne
USB).
Bibliografia
[1]
«Advancements in CR Radiography» (Jimmy Opdekamp - GE Inspection
Technologies, Berchem, Belgium), Workshop Radiografia Digitale (Conferenza Nazionale sulle Prove non Distruttive, Monitoraggio e Diagnostica Milano, Ottobre 2007).
[2]
«X-Ray - Radiographic Film Systems» (GE Sensing and Inspection Technologies).
[3]
«Introduzione della Radiografia Digitale» (Mario Bianchi - BYTEST srl,
Volpiano [To], Italia).
Conclusioni
I risultati delle prove descritte in questa
memoria hanno permesso di trarre
50
• Trasmissione più agevole delle informazioni e possibilità di rendere più
oggettiva l’ispezione.
• Disponibilità di software dotati di
strumenti (tools) utili all’ottimizzazione sia qualitativa sia quantitativa
dell’immagine radiografica.
• Sensibilità del sistema adeguata a
verificare i requisiti di qualità della
maggior parte dei prodotti saldati
almeno su spessori medi (15 - 50
mmFe).
Ai vantaggi suddetti si contrappongono
svantaggi quali:
• Tempi non competitivi nel caso di
elevati volumi di produzione (100000
- 200000 film annui) a causa della
necessità di più scanner o del rischio
di usare velocità di scansione troppo
elevate in relazione alla qualità
richiesta.
• Problemi in caso di esposizioni ad
elevata energia (ad esempio 5 - 10
MeV) e/o su componenti a forte spessore.
• Problemi di sensibilità nel caso di
esposizioni su componenti di piccolo
spessore a causa della limitata risoluzione spaziale del sistema.
• Elevata sensibilità allo scattering.
• Eccessiva delicatezza (sensibilità alla
luce, alla polvere, ai graffi) dei plates,
con conseguente difficoltà di utilizzo
in campo.
• Tempi di scansione e di acquisizione
(elaborazione) troppo elevati (a volte
superiori a quelli di processo chimico
dei film tradizionali) nel caso di controlli ad alta sensibilità.
• Tempi di scansione e di acquisizione
(elaborazione) troppo elevati (a volte
superiori a quelli di processo chimico
dei film tradizionali) nel caso di utilizzo di pannelli di grosse dimensioni: ad esempio formato 40 x 50 cm
impiegato in fonderia.
• Dimensione dell’output informatico
di difficile gestione nel caso di controlli ad alta sensibilità (100 - 500 kB
per immagini jpeg, 10 - 20 MB per
file diconde).
In un’ottica di implementazione della
tecnologia CR e di un suo utilizzo più
massivo, affidabile e proficuo, si ritiene
essenziale che vengano in futuro sviluppati i seguenti aspetti:
• Miglioramento dei plates in termini
sia di durata e resistenza, sia di sensibilità.
• Valutazione quantitativa precisa della
riduzione dei tempi di esposizione in
funzione del materiale radiografato,
dello spessore radiografato, della tensione (kV) e corrente (mA) usati.
• Implementazione di prove sperimentali e di utilizzo del sistema CR con
radioisotopi.
• Messa a punto di indicatori di qualità
di immagine specifici e più idonei, ad
esempio RQI (Representative Quality
Indicators) ovvero pezzi/oggetti con
imperfezioni reali.
• Formazione specifica e approfondita
per operatori e utilizzatori del
sistema.
Mario F. BIANCHI, soprattutto quasi 33 anni di Radiografia Industriale con
1/3 di esperienza “terzista” plurisettoriale e 2/3 nel settore aeronautico:
RxIndustriale, Aeritalia, Avio, Bytest. In 20 anni di Livello 3 RT
MIL/NAS410/EN4179 qualificato Avio, General Electric, Pratt&Whitney,
Rolls-Royce, Honeywell, ITANDTB interfacciandosi con molti dei Primes
aviomotoristi a livello mondiale; qualifica a Livello 3 RT EN473 del 1997.
Dal 2002 più volte coinvolto nell’accreditamento Nadcap delle Unità RT di
Avio Pomigliano, Rivalta e Bytest; nel 2008 è diventato Supplier Voting
Member per Bytest nell’NDT Task Group di questo Organismo di
Sorveglianza mondiale, espressione di quasi tutti i Primes aeronautici.
È inoltre coordinatore della Commissione RT dell’ITANDTB e consigliere
dell’AIPnD del cui giornale cura la rubrica aeronautica.
Francesco RIVARA, diplomato Perito Meccanico, entrato all’Istituto Italiano
della Saldatura nel 1974 impegnandosi nell’assistenza tecnica, consulenza ed
ispezione con CND. Certificato International Welding Technologist /
International Welding Inspector Comprehensive. Livello 3 EN 473 /ISO 9712
nei metodi RT,UT, MT, PT, VT. Dal 1993 al 2007 Responsabile del Centro
Esami e dal 1996 ad oggi Responsabile dell’ Area Formazione CND
dell’Istituto Italiano della Saldatura.
Simone RUSCA, laureato in Ingegneria Meccanica nel Febbraio 2002 c/o
l’Università degli Studi di Genova, International Welding Inspector Comprehensive dal 2005, Livello 3 EN 473 / ISO 9712 nei metodi VT, MT, PT,
RT, LT e Responsabile del Centro Esame IIS del Personale addetto alle Prove
non Distruttive dal Gennaio 2006, è in forza alla Divisione Formazione
dell’Istituto Italiano della Saldatura dal Settembre 2002, dove svolge attività
di docenza nell’ambito delle Prove non Distruttive e dell’Ispezione dei Giunti
Saldati e attività di sviluppo e set-up di tecnologie innovative nel campo delle
Prove non Distruttive, quali la Radiografia Computerizzata.
51
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La salute e la sicurezza in saldatura.
Recenti sviluppi in seno alla Commissione
VIII “Health, Safety
and Environment”
dell’Istituto
Internazionale
della Saldatura
(°)
L. Costa *
Sommario / Summary
Le operazioni di saldatura comportano l’esposizione degli
operatori (saldatori, tecnici, personale di officina) ad una
serie di rischi strettamente correlati con le tecnologie in uso,
la cui valutazione ed interpretazione richiede un approccio
interdisciplinare che include aspetti medici, epidemiologici,
chimici ed ingegneristici.
Sin dalla sua fondazione, l’Istituto Internazionale della Saldatura (IIW) ha ritenuto di tenere in debita considerazione la
tematica della salute e della sicurezza, creando una Commissione Tecnica (VIII) ove siano rappresentate tutte le conoscenze sopra considerate attraverso la partecipazione dei
principali esperti mondiali del settore.
Questo articolo si propone pertanto di riportare lo stato
attuale dei documenti emessi dalla Commissione o da essa
ritenuti di “buona pratica industriale”, peraltro recentemente
oggetto di una rivalutazione per eventuale aggiornamento.
All activities in welding fabrication may induce exposure of
all involved personnel (welders, technicians and all others
working in the shop) to risk agents which are strictly related
to the performed operations. The evaluation of these aspects
requires an interdisciplinary approach, involving industrial
hygienists, epidemiologists, chemists and welding engineers.
Since its foundation, IIW (International Institute of Welding)
has kept in high consideration all the matters related to
health and safety, by creating the Commission VIII, where all
these disciplines are well represented through the participation of the most representative experts of the different fields of
knowledge.
This article reports about the Commission VIII activities
through an analysis of the documents discussed and emitted
as “IIW Commission VIII best practices”, including those
recently reviewed and possibly updated.
Keywords:
Arc welding; development; electromagnetic fields; fume;
GTA welding; health and safety; IIW; influencing factors;
international activities; occupational diseases; occupational
health; thoriated tungsten; welders health; welding; working
conditions.
(°) Memoria presentata al Convegno IIS: “Salute e sicurezza in saldatura” Legnano, 3 Novembre 2009.
*
Istituto Italiano della Saldatura - Genova.
53
L. Costa - La salute e la sicurezza in saldatura. Recenti sviluppi in seno alla Commissione VIII “Health, Safety and Environment”, ecc.
1. Generalità
Le operazioni di saldatura e le tecniche
annesse comportano in generale l’esposizione del personale addetto a diversi
agenti di rischio, le cui caratteristiche
sono fortemente influenzate dalla tipologia del processo, dalle modalità operative (regolazioni dei parametri e condizioni ambientali) e dai materiali su cui si
debbano realizzare le giunzioni.
Dovendo eseguire una prima e molto
generale suddivisione di tali agenti, è
possibile distinguere tra agenti chimici
ed agenti fisici, tenendo in considerazione il modo in cui tali situazioni interagiscono con la salute e la sicurezza del
personale esposto.
Per quanto riguarda gli agenti chimici,
particolare interesse può essere rivolto ai
fumi di saldatura, mentre i principali
agenti fisici direttamente connessi con le
attività possono essere i seguenti:
• impiego di correnti elettriche di
elevata intensità;
• presenza di radiazioni elettromagnetiche (raggi ultravioletti a bassa lunghezza d’onda e raggi infrarossi ad
elevata lunghezza d’onda);
• presenza di campi elettromagnetici;
• elevate temperature localizzate ed
ambientali.
Oltre a questi, è possibile individuare
una serie di agenti non specificamente
legati alle peculiari attività di saldatura,
ma comunque tipiche della fabbricazione di prodotti saldati (ad esempio la
movimentazione di carichi, l’uso di
bombole in pressione, il rumore, ecc.), la
cui enumerazione però risulterebbe particolarmente complessa ed esulerebbe
dallo scopo di questa trattazione.
Da un punto di vista tecnico, la caratterizzazione di questi agenti comporta
innanzitutto la comprensione dei fenomeni che portano allo sviluppo degli
stessi, comprensione che ancora in molti
casi non può considerarsi completamente acquisita, come ad esempio per
quanto riguarda i meccanismi di sviluppo dei fumi di saldatura (con partico-
54
lare riferimento ai particolati).
Il passo successivo è rivolto alla determinazione degli effetti sui lavoratori e,
in particolare, dei livelli di riferimento, o
massime dosi di rischio ammissibili,
come soglia limite a cui comparare la
condizione attuale di esposizione; questi
livelli sono tuttavia soggetti a continue
ridefinizioni, a causa dei numerosi
fattori di disturbo che intervengono
nell’ambito delle metodologie di analisi
e monitoraggio del personale esposto,
dell’impossibilità di scindere in modo
epidemiologicamente rilevante i singoli
effetti ed, infine, per la differente sensibilità di ogni individuo.
Al termine di queste due fasi, dovrebbe
essere possibile identificare un opportuno livello di rischio, valutato come la
combinazione tra la probabilità dell’evento e la sua significanza, in modo da
decidere per l’implementazione di
opportune azioni di miglioramento, tese
alla riduzione dei rischi a livelli minimi,
e comunque al di sotto delle eventuali
soglie di pericolosità; nel caso specifico
della saldatura, questo porta spesso
all’individuazione di appropriati dispositivi di protezione, generale o individuale.
È importante sottolineare che la complessità degli argomenti e l’insieme di
conoscenze tecnologiche, chimiche ed
epidemiologiche, necessarie per affrontare con l’opportuna competenza questi
argomenti, richiede inoltre una stretta
collaborazione di personale con background culturali differenti e lo sviluppo
di opportune interfacce di comunicazione.
2. Il ruolo della Commissione VIII
dell’IIW
Da questo punto di vista si segnala l’attività svolta, a livello internazionale,
dall’International Institute of Welding
(IIW), una associazione degli istituti
nazionali della saldatura, attiva fin dal
1948 (anno della sua fondazione) con lo
scopo di promuovere gli studi sui fenomeni scientifici associati alla saldatura
ed alle tecniche annesse, la loro applicazione industriale ed i mezzi di comunicazione per condividere tali tecnologie a
livello internazionale(1). In particolare,
l’IIW è composto da sedici Commissioni
Tecniche e da oltre dieci Gruppi di
Lavoro, tra cui è di particolare interesse
la Commissione VIII “Salute, sicurezza
e ambiente”, della quale fanno parte i
maggiori esperti internazionali appartenenti a diverse esperienze professionali,
comprendendo medici del lavoro, epidemiologi, biologi, chimici ed ingegneri di
saldatura.
Tutto ciò ha portato nel corso degli anni
allo sviluppo di studi tecnicamente
significativi, riconosciuti a livello internazionale e di comprovata valenza
tecnica, con riguardo agli aspetti epidemiologici, modelli di riferimento e
all’analisi di livelli di rischio.
Tali risultati sono racchiusi nei circa
duemila documenti che sono stati presentati e discussi nell’ambito delle riunioni della Commissione (di norma due
all’anno), tra cui assumono particolare
rilevanza i cosiddetti “Best practice
documents”, cioè documenti di buona
pratica industriale, condivisi dalla Commissione, che rappresentano il punto di
vista dell’IIW su alcune tematiche fondamentali della salute e sicurezza in saldatura. Parallelamente a ciò la stessa
Commissione VIII è anche impegnata
nell’elaborazione delle principali norme
internazionali in materia di salute e sicurezza in saldatura; attualmente sono in
discussione numerosi progetti di norma
sull’argomento.
La Tabella I rappresenta una visione
schematica delle attività recentemente
prese in carico dalla Commissione, che
si è posta l’obiettivo di coprire, attraverso la pubblicazione di “best practice
documents” o di documenti ISO, gli
aspetti più significativi che riguardano la
salute e sicurezza in saldatura. Alcuni
documenti, contrassegnati come
“WIW”, sono già stati pubblicati sulla
rivista internazionale “Welding in the
World” e pertanto già disponibili; altri
documenti saranno raccomandati (e pertanto pubblicati) a breve, mentre alcuni
sono ancora in fase di definizione.
Nei paragrafi seguenti sono brevemente
riportate alcune considerazioni che definiscono il punto di vista della Commissione allo stato attuale, relativo agli
aspetti di maggiore rilevanza industriale
e che sono, o verosimilmente saranno,
incorporati in tali documenti.
(1)
L’Istituto Italiano della Saldatura è membro
fondatore dell’IIW, oltre ad esserne membro
attivo e storicamente coinvolto sulle tematiche
della salute, sicurezza e gestione ambientale.
TABELLA I - Piano di azione della Commissione VIII per la produzione di documenti “Best practice”.
Argomento
Documento
Commento
Disponibile Azione(2)
VIII-2078-08 - Health and safety in fabrication and
repair of welded components: aspects, impacts and
compliance to regulations; L. Costa
SI,WIW(3)
Rec.
VIII-1817-97 - Occupational health in metal arc welding
VIII-2094-09 - Reduction of fume emissions in Gas
Metal Arc Welding; T. Rosado, I. Pires, L.Quintino
VIII-2018-06
Best practice
Riduzione
Risultati ottenuti dal
dell’esposizione ai fumi
progetto “Econweld”
Analisi e
Disponibile una serie di
campionamento di fumi
normative ISO
Composizione dei fumi VIII-1876-99 - Fume composition related to welding
Draft ISO TR rivisto come
process and consumables
doc. VIII-2057-07
Analisi della
VIII-1036-82 - Interlaboratory calibration of a
Documento obsoleto per
composizione dei fumi standardised analytical method for hexavalent and total l’analisi del CrVI
(e.g. Cr VI, Cr tot, ecc.) chromium in welding fumes
SI,WIW
SI
Keep
Sostanze specifiche
VIII-2072-08 - Exposure to nitrogen oxides (NO/NO2) Prevista una revisione
contenute nei fumi (e.g. in welding; V-E. Spiegel Ciobanu
Cr, Ni, Mn, ecc.; gas
Cr compounds and Ni
come NOx, O3)
compounds:disponibile
letteratura internazionale
SI
Concetti generali e
stato dell’arte
Manganese
Alluminio
Calore
Saldatura in ambienti
ristretti
Rumore
Rischio alla vista e per
gli occhi
(3)
NO
Rec.
VIII-1901-00 - Welding with non-consumable
thoriated tungsten electrodes
Statement by M. Cosgrove (VIII-2096-09)
Statement
VIII-2036-07, ISO TR under SI,WIW
enquiry
In revisione
NO
In revisione
NO
NO
Ancora valido,
SI
eventualmente da
aggiornare
Del.
VIII-1858-98 - Health hazards from exposure to
electro-magnetic fields in welding
VIII-1856-98 - Welding adds hazards to work in
confined spaces
VIII-1823-97 - Statement on welding and cutting
containers
Eye Injury; G. Mc Millan
VIII-1298-85 - Contact lens use in industry
(2)
Del.
Aggiornato
SI
Disponibile letteratura
internazionale
Documenti del seminario SI (atti)
internazionale del 2009
(Hannover: compile results)
Organic layers prodotti della
degradazione
Gestione della salute e
sicurezza
Altri
SI,WIW
IIW statement on manganese
Particolato ultrasottile
Saldatura TIG con
elettrodi toriati
Funzionalità polmonare
Cancro
Valutazione ergonomica
EMF
SI
Best practice, still
appropriate
Best practice, still
appropriate
Publications available
Non disponibile come
documento IIW; Published
in Australasian Welding
Journal
Best practice
Risultati di un progetto di
ricerca anglo-finnico
(Engström et al); valido
Keep
NO
SI,WIW
Keep
SI,WIW
Keep
NO
SI
SI,WIW
SI
Keep
Risk assessment in welding fabrication
Draft Technical Report
SI
VIII-1588-91 - On the question of milk drinking of
welders as a measure of health protection
VIII-2079r1-09 - List of welding related standards
Best practice
SI
Keep
Best practice, in
aggiornamento continuo
SI
Rec.
Azioni possibili:
- Rec.: raccomandare come “Best Practice”
- Keep: mantenere come “Best Practice”
- Del.: Eliminare dalla lista
WIW: Già pubblicato su “Welding in the World” come documento IIW
55
3. Aspetti generali della salute e
sicurezza in saldatura
Inalabile (Total dust)
Fumi di brasatura e
I documenti considerati (doc. VIII2078-08 e VIII-1817-98) hanno lo
scopo di individuare lo stato dell’arte
relativamente agli aspetti epidemiologici
ed alle malattie professionali di maggiore significanza per la carriera del saldatore.
In particolare, entrambi i documenti
mettono in risalto come sia difficile attribuire con certezza aspetti di salute alla
figura del “saldatore”, termine non soggetto ad una definizione specifica che si
applica sia al saldatore occasionale (cioè
che compie attività di saldatura in modo
saltuario, e pertanto coinvolto in altre
attività per molto tempo e dunque soggetto a molteplici aspetti di rischio) sia
al saldatore che svolga con continuità
l’attività di saldatura; inoltre i dati statistici disponibili sono privi di informazioni che permettano di caratterizzare il
lavoro svolto, in termini di tipo di prodotto e materiale saldato.
In un siffatto quadro, risulta dunque
molto complessa un’attribuzione specifica di malattie professionali al saldatore; i documenti si limitano dunque a
rilevare che gli effetti a breve termine di
maggiore rilevanza statistica sono riferibili a:
• irritazione degli occhi, dovuta
all’esposizione ai raggi UV prodotti
dall’arco elettrico;
• febbre da fumi metallici, dovuta
all’inalazione di ossidi di zinco;
• altre affezioni del sistema respiratorio, dovute agli ossidi di azoto e
ozono.
Per quanto riguarda gli effetti cronici,
invece, sono da rilevarsi i seguenti
aspetti:
• malattie del sistema muscolo-scheletrico, attribuibili ad aspetti di carattere posturale;
• sindrome del tunnel carpale, attribuibile al maneggio della torcia;
• ipoacusia, attribuibile ad operazioni
complementari (es. molatura, martellatura, ecc.);
• malattie dell’apparato respiratorio
(riduzione della funzionalità dei
polmoni, cancro, bronchite cronica),
attribuibili ai fumi di saldatura.
La posizione riportata da entrambi i
documenti (e della Commissione, pertanto) è che comunque tali effetti siano
56
saldobrasatura
Fumi di saldatura
Respirabile
0,01 μm
0,1 μm
(fine dust)
1 μm
Respirabile
10 μm
100 μm
Non respirabile
Figura 1 - Suddivisione dei particolati presenti nei fumi di saldatura in base alla dimensione.
generalmente attribuibili ad esposizioni
eccessive, comunque evitabili e facilmente riducibili a valori accettabili ottenendo pertanto una condizione di lavoro
a “rischio trascurabile”.
Inoltre, è chiaramente riportata e sottolineata l’importanza che assume la formazione di tutto il personale coinvolto, dal
saldatore al coordinatore di saldatura
sino agli addetti del sistema di prevenzione e protezione aziendale.
4. Composizione dei fumi di
saldatura
Durante le attività di saldatura, le particolari condizioni termiche, generalmente connesse all’uso di sorgenti di
calore ad elevata densità di energia, provocano lo sviluppo di
un significativo quantitativo di fumi. Da un
punto di vista generale,
tali fumi sono composti
in parte dai gas sviluppati o utilizzati durante
la saldatura ed in parte
da particelle metalliche
più o meno fini (particolati), una parte delle
quali può avere dimensioni inferiori ai 10 μm
e pertanto può essere in
grado di agire a livello
degli alveoli polmonari
interagendo con il personale esposto (frazione respirabile [1]).
La Figura 1 riporta una
schematica rappresentazione della suddivisione di tali particolati
in relazione alla tecnica
di saldatura utilizzata.
In particolare, i gas che
si possono individuare nei fumi di saldatura si sviluppano in seguito a vari meccanismi di associazione e dissociazione
e alla decomposizione di sostanze presenti nella zona di saldatura (solventi,
vernici, ecc.), spesso per effetto delle
elevate temperature in gioco (anche oltre
a 10.000 °C all’interno dell’arco) e
dell’azione delle radiazioni elettromagnetiche (raggi UV) prodotte dall’arco.
Tra i vari componenti gassosi che si sviluppano in saldatura, quelli di maggiore
rilevanza risultano essere i seguenti:
• ossidi di azoto, prodotti in quantità
significativa nei processi di saldatura
e taglio (ma anche di preriscaldo) con
fiamme libere;
• monossido di carbonio, tipicamente
sviluppato (seppur in modesta entità)
nella saldatura con gas CO 2 e con
Figura 2 - Immagine TEM dei particolati
metallici nella saldatura FCAW, ove si nota il
guscio di composizione non metallica ed il
nucleo metallico.
elettrodo rivestito cellulosico;
• ozono, tipicamente sviluppato come
effetto delle radiazioni emesse dall’arco elettrico sull’ossigeno atmosferico.
Il meccanismo sulla base del quale si
sviluppano i particolati, invece, risulta
tuttora poco chiaro, anche perché
influenzato da numerosi parametri tecnologici, tra cui il tipo di processo di saldatura e le sue varianti tecniche, i parametri di saldatura, la posizione, ecc.; è
tuttavia importante segnalare che nell’ambito di una specifica procedura di
saldatura (abbinamento materiale base processo di saldatura) la quantità di fumi
che si sviluppa è fortemente legata ai
parametri di saldatura e che, in termini
generali, quelli che garantiscono i
migliori risultati in termini di qualità
della giunzione corrispondono nella
maggioranza dei casi alle condizioni di
minore emissione di fumi.
Anche l’esatta composizione chimica
dei particolati rappresenta un punto
oscuro dell’analisi dei rischi, sia a causa
della complessa struttura dei fumi
(Fig. 2), sia a causa di una serie di fenomeni che possono intervenire durante
l’analisi degli stessi, alterandone la struttura molecolare [7]. In termini del tutto
generali, è comunque possibile fare riferimento ad una specifica tabella redatta
in ambito IIW, che individua, in funzione dell’associazione tra processo di
saldatura e consumabile utilizzato, i
componenti (principali e secondari) dei
fumi e segnala i cosiddetti componenti
chiave (key components) per la salute
degli operatori. Come risulta evidente i
valori riportati nella Tabella II vanno
opportunamente integrati con dati più
precisi, forniti dai produttori di consumabili, ed ottenuti sulla base di procedure standardizzate (da cui l’interesse
recente posto nello sviluppo delle norme
della serie EN 15011).
Un ulteriore aspetto da considerarsi è
l’effetto della dimensione delle particelle sviluppate; esso è stato oggetto di
un seminario internazionale organizzato
congiuntamente dalla Commissione VIII
e dal Berufsgenossenschaft Metall Nord
Süd (emanazione dell’ente federale
TABELLA II - Tabella della Commissione VIII sulla composizione chimica dei fumi.
Type of process
MMA
(SMAW)
111
MIG/MAG/TIG
(GMAW/GTAW)
131, 135, 141
Gas-shielded tubular cored arc
welding
(FCAW)
132, 133, 136, 137, 143
Self-shielded tubular cored arc
welding
(FCAW)
114
Other possible
principal
components
Typical key
component
Fe, Mn, Cr, Cr(VI)
Ni, Cu
F
Mn, Cr or Cr(VI) (3)
Cr, Cr(VI), Fe, Mn, Ni
F
Cr(VI) or Ni
Al, Cu, Mg, Mn, Zn
Ni, Cu, Fe, Mn
Co, Cr, Cr(VI), Fe, Ni, Mn
Fe, Mn, Cr
Co, Cr, Cr(VI),
Fe, Ni, Mn
Cu, Ni
Fe, Mn, Cr, Cr(VI)
Ni, Cu
Be, Cl, F
Ba, F
V
Al, Mn or Zn
Ni or Cu
Co, Cr, Cr(VI), Ni or Mn
Mn
Cr, Cr(VI) or Ni
Type of
consumable
Typical principal
components
Unalloyed and low
alloy steel (1)
High alloy steel (2)
Aluminium
Cast iron
Hardfacing
Work hardening
Nickel-based
Copper-based
Unalloyed and low
alloy steel (1)
Aluminium alloys
Nickel-based
Copper-based
Unalloyed and low
alloy steel (1)
Hardfacing
Nickel-based
Unalloyed and low
alloy steel (1)
Hardfacing
Fe
Cu or Ni
Mn, Cr or Cr(VI) (3)
Al, Mg, Mn, Zn
Co, Cr, Cr(VI), Mn, Ni
Cu, Ni
Fe, Mn, Cr, Cr(VI)
Ni, Cu
Cr, Cr(VI) or Ni
Fe
F
Al, Mn or Zn
Cr, Cr(VI) or Ni
Cu or Ni
Mn, Cr or Cr(VI)
F
Cr(VI) or Ni
Co, Cr, Cr(VI), Fe, Ni, Mn
Co, Cr, Cr(VI), Mn, Ni
Fe, Mn, Cr, Ni, Cu, Al
V
Fe
Ba, F
Cr, Cr(VI) or Ni
Mn
Cr, Cr(VI), Fe, Mn, Ni, Al
Ba, F
Cr(VI) or Ni
Co, Cr, Cr(VI), Fe, Ni,
Mn, Al
V
(1) Unalloyed and low alloyed steels are here considered to have < 5 % combined alloying elements
(2) High alloyed steels are here considered to have ≥ 5 % combined alloying elements
(3) For the unalloyed and low alloyed steels Cr(VI) amount can be considered negligible compared to Cr(VI) from high alloyed steels (e.g. Cr(VI) in high alloyed steels is 3-6 % and in low
alloyed steel 0.05 % in the fume box, see ISO 15011-1)
57
tedesco per l’assicurazione, la prevenzione degli infortuni sul lavoro) nel Febbraio 2009 proprio allo scopo di valutare
lo stato dell’arte relativamente all’effetto della dimensione delle particelle
sviluppate, con particolare riferimento
alla dinamica di formazione ed agli
effetti riconducibili alla dimensione
delle particelle ultrafini; in particolare,
gli studi al momento disponibili
mostrano una correlazione tra alcune
malattie professionali e la superficie
delle particelle (dunque correlata con la
dimensione).
Tuttavia, allo stato attuale, non è possibile ricavare con certezza alcuna informazione specificamente riferibile ai
fumi di saldatura.
5. Effetti dei fumi di saldatura
Dal punto di vista degli effetti sull’organismo, sono disponibili diverse segnalazioni di malattie riferibili ai saldatori. Di
seguito sono riportate alcune considerazioni relative a situazioni sulle quali è
stata presa (o è in procinto di essere
presa) una posizione specifica dalla
Commissione VIII.
5.1 Cancerogenicità dei fumi di
saldatura
In questo caso, l’attenzione è posta principalmente agli ossidi di nichel ed ai
composti di cromo esavalente che
possono essere presenti nei fumi di saldatura. I principali studi presenti in
ambito IARC (International Agency for
Research on Cancer) concludono che i
rischi non siano direttamente riferibili al
caso della saldatura degli acciai inossidabili (4) , ma alla saldatura in genere
[11, 12]. A ciò si aggiunga che i dati epidemiologici tuttora disponibili sono riferiti a esposizioni combinate a fumo di
sigaretta e polvere di asbesto, la cui
comprovata cancerogenicità permette di
considerarli più che fattori di disturbo
[10]. L’insieme delle pubblicazioni internazionali considerate e l’analisi dei dati
relativi supporta pertanto la conclusione
che, sebbene i fumi di saldatura possano
contenere sostanze cancerogene (la cui
quantità non è tuttavia ancora quantificabile), il maggior rischio di cancro per i
saldatori sia fondamentalmente legato al
problema dell’amianto e, in seconda
battuta, al fumo di sigarette [11].
58
5.2 Effetti sul sistema nervoso
Per quanto riguarda l’aspetto della neurotossicità degli ossidi di manganese, i
fumi di saldatura sono stati messi in correlazione sia con una maggiore facilità a
contrarre il morbo di Parkinson sia con il
manganismo, malattia tipica dei lavoratori in miniere di manganese. Gli effetti
sono legati, anche se in modo diverso,
alle interazioni tra la produzione di
dopamina ed il suo ruolo nei meccanismi di neurotrasmissione nel cervello
che esercita un’influenza fondamentale
nella gestione dei movimenti degli individui. È innanzitutto importante sottolineare che i meccanismi di trasferimento
di questo metallo dagli alveoli polmonari al sangue sono in antagonismo con
quelli di trasferimento del ferro, molto
più ampiamente presente nei fumi di saldatura [13]. Un esame della letteratura
che copre gli ultimi quarant’anni,
inoltre, ha messo in evidenza soltanto
cinque casi che superano la soglia diagnostica per il manganismo, seppur con
un certo grado di dubbio. Inoltre, è
importante sottolineare che il manganese, se venisse comunque assorbito dall’organismo, potrebbe avere un effetto di
accelerare la diagnosi di un Parkinson
idiomatico, ma non di provocarne la
contrazione [13, 14].
5.3 Effetti sulla capacità polmonare
Differenti studi riportano una riduzione
della capacità polmonare per i saldatori,
associabile all’accumulo nei polmoni di
particolati metallici (ossidi di ferro, alluminio, sodio e biossido di titanio).
È stato recentemente presentato uno
studio che ha preso in considerazione
tutti i dati disponibili relativamente a
studi longitudinali, cioè riferiti alla
persona con valutazione dalla condizione iniziale e durante la carriera professionale; in prima analisi, esso consente di sottolineare che, ancora una
volta, l’eterogeneicità dei dati disponibili e delle metodologie di prova adottate (la stessa prova spirometrica è
troppo influenzata da parametri ambientali) non consente di definire un quadro
preciso. Tuttavia, le conclusioni che la
Commissione ha ritenuto di valutare
sono le seguenti:
• la saldatura può provocare un’accelerazione del declino della capacità
respiratoria;
• il fumo di sigaretta (caratteristico, se
non altro a livello storico, dell’esposizione dei saldatori) ha un’influenza
significativa;
• non è definibile con precisione l’entità dell’influenza reciproca dei due
fattori (fumo-particolati).
In definitiva si pone l’enfasi sulla necessità di definire criteri standardizzati per
consentire un’analisi dei dati su lunga
scala.
5.4 Uso di elettrodi toriati
L’uso di elettrodi toriati è tipico della
saldatura ad elettrodo infusibile sotto
protezione di gas inerte (TIG) in cui
tenori variabili di ossido di torio sono
utilizzati, con valori fino al 4.2% in peso
rispetto al tungsteno, come elemento
additivante allo scopo di prolungare la
vita dell’elettrodo o per consentire l’uso
di più elevate correnti di saldatura.
In particolare, i risultati ottenuti su base
sperimentale hanno dimostrato che
l’esposizione a radiazioni ionizzanti
(raggi beta e gamma) durante l’immagazzinamento, la saldatura e la molatura
(della saldatura) è trascurabile, essendo
molto al di sotto del livello di radiazione
naturale stabilito da ICRP (Commissione Internazionale per la Protezione
Radiologica) [15]. Il potenziale rischio
di irradiazione interna è soltanto legato
all’eventuale polvere inalata dal saldatore durante le operazioni di rifacimento
della punta qualora non vengano svolte
secondo le comuni pratiche industriali,
ad esempio la molatura in corrispondenza dei sistemi di aspirazione dei fumi
o con dispositivi appositi (Fig. 3) o, soltanto in casi estremi (valori di corrente
molto spinti), nella saldatura delle leghe
di alluminio e magnesio (situazione
comunque sconsigliabile anche da un
punto di vista tecnico a causa della conseguente inefficacia del processo di saldatura).
5.5 Riduzione dell’esposizione
Considerate le complessità nella determinazione degli aspetti di rischio e dei
relativi effetti, apparirà evidente il
motivo per cui la Commissione ha
(4)
I fumi della saldatura degli acciai inossidabili
risultano potenzialmente più pericolosi, date le
elevate percentuali di cromo (sempre superiore
al 13%) e di nichel (spesso presente in
percentuali superiori all’8%) che caratterizzano
la composizione chimica di questi materiali.
Log amplitude
Frequency [Hz]
Figura 3 - Dispositivo per la raccolta delle
polveri durante il rifacimento della punta
all’elettrodo.
rivolto le proprie attività ad una analisi
dello stato dell’arte nelle tecniche e nei
dispositivi per la riduzione dei fumi alla
fonte.
Si segnalano partanto alcune delle soluzioni che sono state discusse recentemente, i cui risultati sono stati considerati interessanti e/o promettenti:
• l’uso di economizzatori nei sistemi di
saldatura con fiamma ossiacetilenica
consente una significativa riduzione
dell’esposizione agli ossidi di azoto;
• l’impiego di torce aspiranti può
ridurre significativamente l’esposizione ai fumi di saldatura (particolati)
consentendo comunque l’ottenimento
di caratteristiche meccaniche dei
giunti accettabili per le più comuni
condizioni di impiego;
• l’impiego di fili ed elettrodi a composizione chimica controllata può
portare alla riduzione di alcune
sostanze contenute nei fumi (es. Mn,
CrVI);
• nuove maschere di saldatura con
adduzione di aria fresca consentono
di ridurre significativamente l’esposizione senza indurre fastidi al saldatore dovuti all’elevato flusso di aria.
Oltre a ciò, la Commissione conviene
nel suggerire sempre una opportuna
attenzione al processo di saldatura dal
punto di vista tecnologico, produttivo ed
organizzativo, che viene riconosciuta
come condizione fondamentale per la
salvaguardia della sicurezza sul lavoro.
Figura 4 - Frequenze rilevate nella forma
d’onda per una saldatura TIG.
6. Esposizione ai campi
elettromagnetici
A causa degli sviluppi industriali e tecnologici degli ultimi decenni, un numero
crescente di persone risulta esposto a
vari tipi di campo elettromagnetico. In
alcuni casi sono state registrate reazioni
di ipersensibilità all’elettricità, aventi
come effetto problemi alla pelle.
Sicuramente più allarmanti sono alcune
pubblicazioni che ipotizzano una relazione tra la presenza di campi elettromagnetici e la formazione di leucemia e/o
di tumori al cervello; inoltre sarebbero
state evidenziate correlazioni tra esposizione a campi, anche a bassa frequenza,
in alcuni gruppi di lavoratori ed una
accresciuta incidenza di tumori.
Tra i gruppi potenzialmente a rischio
potrebbero esserci proprio i saldatori,
con particolare riferimento al caso dei
processi a resistenza, ove si utilizzano
correnti elettriche di elevata intensità
(sino a qualche decina di migliaia di
ampere); per il caso dei saldatori, infatti,
non è da ritenersi particolarmente significativa l’esposizione ai campi elettrici
dati i bassi valori di tensione in gioco.
Sicuramente significativo, nell’analisi
della pericolosità dei campi magnetici, è
anche lo studio della distribuzione delle
frequenze, essendo, in ogni caso, potenzialmente più pericolose quelle più
elevate.
Recenti studi sono stati rivolti all’argomento e risultano particolarmente inte-
ressanti i risultati riferiti al caso di uso di
generatori di saldatura a controllo elettronico (spesso definiti come generatori
“ad inverter”) per la saldatura TIG ed a
filo continuo, caratterizzati da forme di
corrente complesse articolate su frequenze molto elevate (la Figura 4 si riferisce, ad esempio, alle frequenze rilevate
nella forma d’onda per una saldatura
TIG, ad onda quadra con “duty cycle”
del 30% per la saldatura delle leghe di
alluminio).
Per quanto riguarda invece gli effetti a
breve termine riferiti (la stimolazione di
cellule dei tessuti nervosi muscolari,
elettricamente eccitabili, ed il riscaldamento delle regioni interessate), è possibile considerare le tabelle definite da
ICNIRP e inserite nella Direttiva
Europea 2004/40/CE “sulle prescrizioni
minime di sicurezza e di salute relative
all’esposizione dei lavoratori ai rischi
derivanti dagli agenti fisici (campi elettromagnetici)”. La Direttiva fissa i limiti
di esposizione (da non superarsi) e di
azione (superati i quali intervenire
tramite azioni correttive), distinguendo
tra personale professionalmente esposto
e popolazione comune. Tuttavia, si
segnala che le difficoltà nell’osservanza
di tali limiti e della relativa misurazione
rappresentano un grave problema in
ambito industriale; ciò ha comportato la
produzione di uno “statement” da parte
della Commissione VIII (congiuntamente alle Commissioni III e XII che si
occupano rispettivamente della saldatura
59
Figura 5 - Radiazioni elettromagnetiche in saldatura.
a resistenza e con processi ad arco), che
ha probabilmente contribuito ad una
revisione dell’approccio per tali misurazioni da parte della Comunità Europea,
che conseguentemente ne ha posticipato
il recepimento a livello nazionale, in
attesa della definizione di limiti maggiormente attuabili e più facilmente
misurabili.
In un documento già inserito nella lista
dei “best practice”, inoltre, è posto l’accento sul fatto che la presenza di campi
elettromagnetici può avere influenza sui
portatori di pacemaker [17] o di altri
dispositivi elettromedicali, per cui è fortemente sconsigliato al personale che ne
fosse munito di essere direttamente
coinvolto nell’esecuzione delle saldature. Inoltre, a titolo di precauzione, è
consigliato ridurre l’esposizione, incrementando la distanza tra corpo e generatore, disponendo il più vicino possibile i
cavi di “andata” e “ritorno” della corrente ed in ogni caso evitando di avere il
corpo del saldatore all’interno di una
spira (è ad esempio pratica alquanto
diffusa quella di appoggiare il cavo della
torcia per la saldatura a filo continuo
sulla spalla o, peggio, attorno al collo).
7. Effetti sugli occhi delle
radiazioni elettromagnetiche
emesse dai processi di
saldatura ad arco
Durante il funzionamento dei processi di
saldatura possono essere emesse radiazioni elettromagnetiche di intensità e
caratteristiche differenti; se si esclude il
caso della saldatura a fascio elettronico,
tali radiazioni ricadono nell’ambito
dell’infrarosso, del visibile e dell’ultravioletto (Fig. 5).
Le radiazioni prodotte possono essere
60
caratterizzate in base alla lunghezza
d’onda (inversamente proporzionale
all’energia) e all’intensità; queste dipendono dai seguenti fattori:
• processo di saldatura;
• metalli coinvolti (materiali base e
d’apporto);
• stato superficiale del metallo;
• potenza termica della sorgente (tensione e intensità di corrente per i processi ad arco o portata di gas per i
processi alla fiamma).
Ad esempio risultano maggiormente
critici i casi di saldatura delle leghe di
alluminio con processi sotto protezione
di gas, ove il materiale base ha in genere
elevata riflettività e l’atmosfera protettiva non provvede a schermare l’arco
elettrico; per contro risulta praticamente
nulla l’esposizione durante la saldatura
ad arco sommerso, essendo l’arco completamente coperto da una spessa coltre
di flusso.
I principali pericoli che le radiazioni
emesse dai processi di saldatura presentano per gli occhi sono [19]:
• infiammazioni alla cornea con rischio
di danni al cristallino dovuti alle
radiazioni UV (le più pericolose, che
comportano anche dolori agli occhi,
fotofobia e infiammazione delle palpebre);
• mal di testa, ipertensione agli occhi,
diminuzione dell’acutezza visiva e
danni alla retina dovuti alle radiazioni
visibili;
• problemi alla vista o infiammazione
dell’iride (fino alla cataratta) dovuti a
radiazioni IR.
Tra i pericoli indirettamente riferibili a
questo agente di rischio si segnala,
inoltre, che l’effetto dell’infiammazione
viene generalmente alleviato mediante
l’impiego di opportuni colliri che,
avendo effetto anestetico, limitano la
sensibilità del saldatore ad altre forme di
danneggiamento (proiezione di schegge,
in particolare), che possono condurre ad
altri effetti per la salute.
In relazione al fatto che i tre tipi di radiazione agiscono contemporaneamente, la
sola protezione adeguata per i processi
di saldatura ad arco è costituita da uno
schermo (cioè da una maschera o un
casco) in grado di proteggere tutta la
testa e di filtrare adeguatamente la luce
con appositi filtri inattinici aventi valori
di gradazione adeguati, le cui caratteristiche sono riportate nella norma
europea EN 970 [3, 20]. Per proteggere
il personale ubicato nelle vicinanze è
opportuno sistemare intorno alla zona di
saldatura tende o opportune paratie
schermanti, facendo attenzione anche
alle radiazioni indirette (dovute soprattutto ai raggi UV), riflesse per esempio
dalle pareti e dal soffitto (talvolta risulta
opportuno utilizzare colorazioni scure).
8. Criteri addizionali per la
gestione dei rischi in saldatura
Apparirà evidente che l’insieme delle
situazioni di rischio potenziali in saldatura risulta particolarmente complesso,
essendo fortemente legato alle differenti
tecnologie produttive in uso, ai vari
materiali utilizzati, alla possibilità di
svolgere queste attività in cantiere o in
officina.
Il quadro tecnico scientifico che emerge
da alcuni dei documenti riportati (ma
quanto segue può essere considerato
valido in termini generali) mostra moltissimi elementi di incertezza sull’entità
degli agenti di rischio e sui relativi
effetti; ciononostante è ovviamente fondamentale definire criteri ed approcci
per la riduzione del rischio quanto più
possibile standardizzati per consentire ai
fabbricanti di garantire condizioni di
lavoro adeguate, ai lavoratori di avere la
propria salute salvaguardata e, infine,
ultimo ma non ultimo agli enti di ispezione ed assicurazione di valutare adeguatamente l’approccio alla salute e alla
sicurezza.
In questo ambito, dunque, la Commissione VIII si è resa recentemente attiva e
dal 2007 sta procedendo all’elaborazione di una linea guida per il “risk
assessment”, che si pone principalmente
come strumento per l’analisi del rischio
Start
1
Define system
2
Identify hazards
3
Identify
potential harm
4
Determine severity
and probability
5
Evaluate risks
Yes
System safe?
End
No
6
Reduce risks
Figura 6 - Principio del risk assessment.
(risk analysis) e la relativa valutazione
(risk evaluation), in ragione delle richieste avanzate alla Commissione dai vari
istituti nazionali della saldatura, a loro
volta stimolati dai fabbricanti di prodotti
saldati (Fig. 6).
Il documento, che sarà terminato plausibilmente entro la fine del 2010, è strutturato su tre tabelle munite di riferimenti
incrociati:
• tabella per l’identificazione dell’aspetto di rischio conseguente ad
una determinata attività;
• tabella per la valutazione del danneggiamento alle persone e/o agli oggetti
conseguente ad ogni aspetto;
• tabella (appendice informativa) per
identificare eventuali azioni preventive o correttive per minimizzare la
probabilità e/o la severità del danno;
• una ulteriore tabella per identificare
le tipiche attività correlate con i
processi industriali è stata recentemente aggiunta come strumento per
chi esegue l’analisi del rischio senza
una competenza specifica in saldatura.
Lo stato del documento (draft di normativa tecnica) non consente attualmente la
sua divulgazione in
quanto è ancora in
fas e di approvazione.
Un ulteriore cenno
è doveroso per un
documento nato,
questa volta, in
ambito solamente
europeo; si tratta
della linea guida per
la gestione ambientale dei processi di
saldatura denominata EWF SMS ed
emanata dal Gruppo
di Lavoro “Management of Welding
Fabrication” della
federazione europea
della saldatura
(EWF - European
F ederation
for
Welding, Joining
and Cutting). Tale
documento è basato
sullo schema applicativo dei principali
riferimenti nazionali ed internazionali applicabili alla gestione della sicurezza, opportunamente particolarizzati
tenendo in considerazione tutte le specificità della fabbricazione di un prodotto
saldato. Tale linea guida prende il nome
di EWF Safety Management Scheme
(EWF SMS) ed è dunque basata sui
seguenti elementi essenziali:
• messa a punto dei processi produttivi
allo scopo di ottimizzarne l’efficacia,
sia dal punto di vista produttivo che
della salute e sicurezza;
• esecuzione di un’analisi dei rischi
con la messa a punto di opportune
azioni correttive;
• definizione del ruolo di un coordinatore della sicurezza per la saldatura,
adeguatamente qualificato e coadiuvato dal responsabile della qualità per
la saldatura;
• opportuna qualificazione ed addestramento di tutto il personale coinvolto
nelle operazioni di saldatura e nelle
attività ad esse correlate.
Il documento costituisce dunque una
sorta di guida, comprensiva di check list,
diagrammi di flusso e tabelle che
guidano il fabbricante nella opportuna
gestione degli aspetti inerenti la sicu-
rezza, senza tuttavia provocare appesantimenti del sistema produttivo.
9. Conclusioni
L’analisi dei principali agenti di rischio
connessi con le operazioni di saldatura
attraverso i documenti “best practice”,
emessi dalla Commissione VIII, fornisce
risultati tutto sommato confortanti,
mostrando che un adeguato comportamento nei confronti delle problematiche
di sicurezza, sia a livello tecnico che
gestionale, garantisce che i rischi per la
salute in saldatura possano essere opportunamente tenuti sotto controllo. È
comunque importante sottolineare che la
salvaguardia della salute in saldatura
non può prescindere dall’uso di opportuni dispositivi di protezione generale ed
individuale, che richiedono pertanto
competenza per la scelta e conoscenza
per l’uso.
Tra i vari aspetti considerati durante i
lavori della Commissione, emerge
inoltre una preoccupazione nei confronti
della crescente diminuzione dei limiti di
esposizione e soprattutto di quei paesi
che, non avendo previsto limiti specifici
per le attività di saldatura, adottano di
fatto come limiti valori previsti come
“valori soglia di riferimento” (ad
esempio i TLV emessi dalla ACGIH
oppure le già citate tabelle ICNIRP), nati
come linea guida in ambiti differenti e
pertanto difficilmente attuabili e misurabili in un ambito complesso e variegato
come quello della fabbricazione
mediante saldatura.
Ciò pone in evidenza, ancora una volta,
le caratteristiche di interdisciplinarietà
della gestione del rischio nella fabbricazione mediante saldatura, che pertanto
richiede grande collaborazione a livello
tecnico-scientifico di tutte le competenze richieste, per coloro che sono preposti alla definizione delle linee guida
attuative, di coloro che si occupano del
sistema di prevenzione e protezione e,
infine, di coloro che sono preposti
all’ispezione ed alla verifica.
61
Bibliografia
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2004).
Luca COSTA, laureato in Ingegneria Meccanica nel 1998 presso l’Università di Genova, entra all’Istituto Italiano della
Saldatura nel 2000 e svolge attività di formazione, ricerca e assistenza tecnica. Certificato European/International Welding
Engineer, è presidente della Commissione VIII “Health, Safety and Environment” e membro del Technical Management Board
dell’IIW, delegato italiano alle assemblee dell’EWF e partecipa a numerosi altri gruppi di lavoro internazionali attivi nel campo
della normazione e della ricerca. Dal 2002 ha ricoperto il ruolo di responsabile dell’Area Corsi Qualità, Ambiente e Sicurezza
della Divisione Formazione e Insegnamento dell’IIS; attualmente è responsabile del settore “Formazione Teorica” presso la
stessa divisione.
62
Macchine, impianti,
attr
attrezzature
ezzature per la
lavorazione di
lamier
lamiere,
e, tubi,
pr
profilati,
ofilati, fili e
carpenteria
metallica. Stampi.
Saldatura.
Trattamenti
r
termici.
Trattamenti
T
Trattamento
rrattamento e
finitura superfici.
produzione
Leader mondiale per pr
oduzione di macchine utensili a deformazione (2.677
milioni di eur
euro,
o, nel 2008), l’Italia vanta in LAMIERA una delle più qualificate
internazionali
rassegne inter
nazionali del comparto, la cui quindicesima edizione si tiene, dal
12 al 15 maggio 2010, nel quartier
quartiere
e espositivo di Fiera di Bologna. La
promossa
manifestazione, pr
omossa da UCIMU-SISTEMI PER PRODURRE, garantisce
agli utilizzatori l’opportunità di maturar
maturare
e scelte di investimento sulla base di una
esaustiva verifica delle più qualificate competenze espr
espresse
esse dal mercato.
mercato.
Inoltre,
organizzata
Inoltr
e, l’edizione 2010 della mostra or
ganizzata da CEU-CENTRO
ESPOSIZIONI UCIMU pr
presenta
esenta una nuova versione di Lambda, incentrata su
“RTDI-in-Forming:
ricerca,
“R
TDI-in-Forming: ricer
ca, sviluppo tecnologico e innovazione”, e dà spazio al
interesse
dibattito dei temi di maggior inter
esse e attualità settoriali. Irrinunciabile
definire
occasione per definir
e nuovi, più proficui,
proficui, rapporti tecnico-commerciali,
tecnico-commerciali,
LAMIERA ha avuto per pr
protagoniste,
otagoniste, nel 2008, 565 imprese,
imprese, che hanno
l’approntamento
richiesto l’appr
ontamento di una superficie espositiva pari a 27.632 metri
quadrati. A fr
fronte
onte dell’ampia partecipazione italiana, particolarmente agguerrite
si sono rivelate le “nazionali” di Germania (58 espositori), Svizzera (11), Olanda
Bretagna
imprese
(11), USA (10), Gran Br
etagna (10), Francia (8) e Turchia
Tu
urchia (8); tra le impr
ese
straniere
stranier
e (il 27% del totale), anche giapponesi, spagnole, finlandesi, austriache,
bulgare,
belghe, ceche, bulgar
e, cinesi, danesi, irlandesi, israeliane, slovene, portoghesi
prodotti
numerosi
e taiwanesi. Tra
Trra i pr
odotti esposti, i più numer
osi sono risultati le macchine per
il taglio della lamiera, le macchine per la deformazione della lamiera, le
apparecchi
presse,
macchine, gli appar
ecchi e i materiali per la saldatura e l’ossitaglio, le pr
esse, le
macchine per lavorar
lavorare
e barre,
barre, profilati
profilati e tubi, i servizi per l’impr
l’impresa,
esa, le macchine
per la tranciatura e la punzonatura della lamiera, i rrobot.
obot. L’edizione
L’edizione 2008 di
LAMIERA ha rregistrato
egistrato 24.370 visite; il 7% degli operatori è convenuto a
Bologna dall’ester
dall’estero.
o.
Il casello
autostradale
BOLOGNA FIERA
(sulla A14) permette a
quanti pr
provengono
ovengono da
Ancona, Fir
Firenze,
enze, Milano di
acceder
accedere
e direttamente
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Confronto fra alcuni approcci locali per
l’analisi a fatica di saldature d’angolo
C.M. Rizzo *
M.A. Avvisati *
Sommario / Summary
Questo lavoro presenta le verifiche di resistenza a fatica su un
dettaglio strutturale saldato di geometria relativamente semplice, adottando differenti approcci che assumono il valore
della tensione locale in un punto quale parametro che governa
il fenomeno. Lo scopo è comparare i risultati ottenuti con i
diversi metodi ed evidenziare potenzialità e difficoltà di
applicazione di ognuno.
I calcoli sono stati eseguiti adottando l’ormai usuale tecnica
degli elementi finiti in accordo alle raccomandazioni delle
linee guida dell’International Institute of Welding (IIW)
oppure secondo quanto riportato in alcuni lavori disponibili
in letteratura che propongono metodi alternativi.
La geometria del dettaglio strutturale, esaminato in quattro
varianti, è stata proposta dal Prof. W. Fricke dell’Università
di Amburgo (TUHH) per uno studio comparativo in cui sono
stati coinvolti vari istituti di ricerca europei nell’ambito del
European Network of Excellence MARSTRUCT. In tale contesto, sono state anche eseguite alcune prove che hanno permesso di ottenere informazioni sperimentali della resistenza a
fatica delle quattro varianti del dettaglio.
This paper summarizes the calculations carried out on a
structural detail according to several different local stress
*
Dipartimento di Ingegneria Navale e Tecnologie Marine Università degli Studi di Genova.
approaches to assess its fatigue behaviour. The aim is to
compare the results obtained by various methods and to
analyze capabilities and difficulties of each in the practical
application.
The numerical calculations were carried out by the widely
applied finite element method, according to the guidelines of
the International Institute of Welding (IIW) or following other
methods proposed in open literature.
The original outline for the comparison was provided by
Prof. W. Fricke (Technical University Hamburg-Harburg) in
the framework of the European Network of Excellence
MARSTRUCT, which involved several research institutions in
this round robin. Fatigue testing of some specimens was
carried out during the EU funded research programme, thus
providing the experimental target for the numerical calculations of the four variants of the examined details.
Keywords:
Comparisons; fatigue strength; fillet welds; finite element
analysis; IIW; lap joints; local effects; notch effect; simulating; stress analysis; stress distribution; welded joints.
65
C.M. Rizzo e M.A. Avvisati - Confronto fra alcuni approcci locali per l’analisi a fatica di saldature d’angolo
1. Introduzione
Esistono ormai numerosi metodi per
valutare la resistenza a fatica di giunti
saldati ed in particolare gli approcci
locali sono sempre più applicati nella
pratica industriale per la loro versatilità.
Tuttavia, l’applicazione di tali approcci
richiede opportune cautele poiché non
tutti quelli proposti in letteratura o dalle
normative sono adatti ad ogni situazione
specifica né sono sempre di facile applicazione: è infatti l’analista che deve
“interpretare” il problema e decidere in
quale modo eseguire il calcolo sulla base
della propria esperienza e delle risorse a
disposizione.
In quest’articolo cinque differenti
approcci, che assumono la tensione
locale in prossimità del cordone di saldatura quale parametro che governa il
fenomeno della rottura a fatica di un
giunto saldato, sono stati applicati a
quattro diverse varianti di un dettaglio
strutturale, apparentemente molto semplice, che tuttavia evidenzia alcuni
aspetti fondamentali di queste tecniche
di calcolo:
1) Il classico “structural (hot-spot) stress
approach” come descritto nella guida
dell’International Institute of
Welding (Niemi et al., 2006) che
estrapola la tensione locale al piede
del cordone di saldatura a partire dai
valori di tensione a distanze opportunamente definite da esso; poiché tale
metodo non può considerare nella
tensione locale (strutturale) l’incremento dovuto all’effetto del cordone
di saldatura, si usa assumere una
curva di resistenza a fatica (S-N)
inferiore nel caso il cordone sia caricato (FAT 90) mentre una curva di
resistenza superiore (FAT 100) nel
caso il cordone non sia caricato.
2) L’approccio “1-mm stress” proposto
da Xiao e Yamada (2004) che valuta
la tensione strutturale al piede di un
cordone di saldatura pari al valore di
tensione 1 mm all’interno dello spessore.
66
3) Lo “structural stress approach” proposto da Dong (2001) che suppone di
considerare l’effetto di intaglio della
geometria del cordone mediante una
distribuzione bi-lineare delle tensioni
nello spessore, meccanicamente equivalente alla distribuzione reale.
4) Il recente approccio proposto da Poutiainen (2006) che assume una distribuzione bi- o tri-lineare delle tensioni
nello spessore governata dal valore
delle tensioni trasmesse dal cordone
di saldatura, ovvero che dipende da
come e quanto il cordone di saldatura
è caricato.
5) Il “notch stress approach” che assume
invece esista un raggio di raccordo
fittizio di 1 mm nell’intaglio al piede
e/o alla radice del cordone di saldatura (Hobbacher, 2007) e valuta conseguentemente il valore locale della
tensione agente.
Tale approccio è stato implementato
nel calcolo in accordo al documento
IIW XIII-WG3-03r6-08 “Guideline
for the Fatigue Assessment by Notch
Stress Analysis for Welded Structures” (Fricke, 2008a): a differenza dei
precedenti, esso considera l’incremento non lineare di tensione locale
dovuto ai cordoni di saldatura.
Tra i precedenti metodi, solo l’ultimo è
in grado di valutare la resistenza a fatica
con inizio della cricca alla radice del
cordone di saldatura mentre per gli altri
l’applicabilità è limitata al solo piede del
cordone. Per molti dettagli strutturali,
come nel caso in esame descritto nel
seguito, non è possibile stabilire a priori
quale sia il punto d’inizio della cricca.
Figura 1 - Dettaglio D, doubler plate.
Figura 2 - Dettaglio L, lap-joint.
2. Descrizione del dettaglio
esaminato e dei modelli di
calcolo
Le quattro varianti del dettaglio strutturale, esaminato con i metodi citati in
precedenza, sono descritte nelle Figure 1
e 2:
• Dettaglio D: raddoppi simmetrici
su lamiera continua (Doubler plate,
Fig. 1).
• Dettaglio L: raddoppi simmetrici
su lamiera non continua (Lap-joint,
Fig. 2).
Il carico è monoassiale sulla lamiera
centrale e, ovviamente, i cordoni di saldatura del dettaglio L sono maggiormente caricati rispetto a quelli del dettaglio D. Gli spessori delle lamiere sono
tutti pari a t = 12 mm, mentre sono state
esaminate due varianti per le saldature:
con gola pari rispettivamente a = 2.5 mm
e a = 7 mm (lato corrispondente rispettivamente z = 3.5 mm e z = 9.9 mm). Nel
seguito i casi esaminati sono stati nominati D.2.5, D.7, L.2.5 e L.7, con ovvio
significato dei simboli.
È stata analizzata la vita a fatica per
un valore nominale dell’altezza della
sollecitazione (stress range) pari a
Δσ n =200 MPa. Sono state di volta in
volta adottate le curve S-N relative ai
differenti approcci, ovvero FAT 90 per
la tensione strutturale del dettaglio di
tipo L, FAT 100 per la tensione strutturale del dettaglio di tipo D, ancora FAT
100 per gli approcci Xiao/Yamada,
Dong e Poutiainen, ed infine FAT 225
per il “notch stress approach”.
I modelli di calcolo ad elementi finiti
Figura 3 - Geometrie e condizioni di carico e vincolo per i modelli dei dettagli tipo D e tipo L con a = 2.5 mm.
sono stati definiti in ambiente Ansys™
sfruttando elementi bidimensionali in
stato piano di deformazione (PLANE
82, elementi piani ad 8 nodi con 2 gradi
di libertà per nodo). La simmetria del
carico e della geometria della struttura
ha permesso di esaminare solo metà
della stessa. La Figura 3 mostra le geometrie dei modelli per i dettagli esaminati, per i quali variano sostanzialmente
solo le condizioni di vincolo. È opportuno notare che i lati adiacenti della
lamiera centrale e dei raddoppi non sono
stati inizialmente collegati, come effettivamente accade nella realtà.
Nella carpenteria pesante, infatti, tali
giunti e raddoppi sono spesso realizzati
con tolleranze di lavorazione che
lasciano una certa distanza fra le
lamiere. In alternativa si dovrebbe considerare il contatto fra le lamiere che
impedisce la compenetrazione delle
stesse a seguito della deformazione.
Non è certo agevole selezionare la corretta soluzione, eventualmente cercando
di limitare anche l’onere computazionale che, se in questo caso non è un
fattore decisivo, potrebbe esserlo per
casi reali nei quali si deve modellare una
geometria di maggiore complessità.
3. Approcci mediante tensione
strutturale
Generalità
Per il calcolo della tensione strutturale è
stato assunto un sistema di riferimento
centrato sul piede del cordone, come
mostrato nella Figura 4. Infatti, tali
approcci sono applicabili solo al caso di
rottura che si propaga dal piede del
cordone e prevede di valutare la tensione
agente in tale punto che, nei modelli di
calcolo, risulta un punto di singolarità
del campo di tensione.
Nella stessa figura sono anche visualizzate le mesh per i dettagli in esame. Si
noti che è arbitrario includere nel
modello agli elementi finiti anche il
cordone di saldatura poiché la guida dell’IIW (Niemi et al., 2006) non richiede
esplicitamente la sua modellazione.
Tuttavia, in questo caso, è apparso
opportuno modellare anche il cordone:
infatti, per entrambi i dettagli, il valore
della tensione strutturale e della tensione
nominale sarebbero in pratica coincidenti, se non si considerassero le concentrazioni di tensione dovute a eventuali disallineamenti o imperfezioni. Il
risultato dell’analisi dei due dettagli
sarebbe conseguentemente immediato
avendo definito la resistenza a fatica del
dettaglio di tipo D (FAT 100) e quella
del dettaglio di tipo L (FAT 90), indipendentemente dalle dimensioni del
cordone di saldatura.
La Figura 5 mostra la deformazione
della struttura nel caso in cui non siano
stati definiti vincoli di contatto fra le
lamiere inizialmente adiacenti, che risultano quindi compenetrarsi a seguito
della deformazione.
La Figura 6 mostra invece il caso di
Figura 4 - Mesh e sistema di riferimento per estrapolazione delle tensioni strutturali (a = 2.5 mm a sx ed a = 7 mm a dx).
67
Figura 5 - Penetrazione lamiere non a contatto (da sx: modello D.2.5, modello L.2.5, modello D.7, modello L.7).
Figura 6 - Deformazione nel caso di lamiere completamente collegate (da sx: modello D.2.5join, modello L.2.5join, modello D.7join, modello
L.7join).
completo collegamento fra le lamiere,
caso non realistico ma utile per esaminare una situazione limite. Tale situazione può essere considerata corrispondente alla condizione di lamiere
inizialmente a contatto e soggette ad un
attrito tanto elevato da non consentire lo
scorrimento relativo fra le lamiere adiacenti. I relativi modelli di calcolo sono
stati identificati dal suffisso “join”.
È stato infine esaminato il caso di contatto fra le lamiere adiacenti che comporta un modello di calcolo più complesso e che richiede un analista esperto
non solo nella modellazione geometrica
ma anche con conoscenze approfondite
degli algoritmi di calcolo e modellazione.
In prima battuta si può utilizzare un coefficiente di attrito nullo, ovvero si rendono
le lamiere adiacenti libere di scorrere
l’una sull’altra ma non di compenetrarsi.
In nessuna delle guide e dei lavori che
sono stati usati come riferimento per
l’esecuzione dei calcoli presentati in
questo articolo sono contemplati casi in
cui si presentano problemi pratici di
questo tipo nella modellazione agli elementi finiti. I relativi modelli di calcolo
s o n o s t a t i i d e n t i f i c a t i d a l s u ff i s s o
“contact”.
Si noti infine che nel caso dei dettagli di
tipo L, ovvero con lamiera non continua,
il carico si trasferisce completamente
attraverso le lamiere sovrapposte ed i
cordoni di saldatura mentre per i dettagli
di tipo D, ovvero con lamiera continua,
il carico è solo parzialmente trasferito
68
attraverso i cordoni di saldatura e per
tale motivo è stata utilizzata una curva
S-N superiore (FAT 100). La dimensione
del cordone di saldatura nei due casi
a ssum e quindi un divers o ruolo e
influenza il fenomeno in modo simile
ma non del tutto identico.
Approccio della tensione strutturale
classico
La tensione strutturale e la corrispondente vita a fatica sono state inizialmente valutate in accordo alla guida dell’IIW (Niemi et al., 2006), considerando
il dettaglio di tipo A ed adottando una
“relatively fine mesh” avente elementi
con lati 1.2 x 1.2 mm.
I punti per l’estrapolazione della tensione sono quindi stati fissati, come
richiesto dalla guida, a 0.4 t = 4.8 mm e
1.0 t = 12 mm essendo t lo spessore delle
lamiere.
La mesh adottata ha elementi con
dimensione inferiore a quella minima
richiesta dalla guida dell’IIW dove si
consiglia una mesh avente elementi con
dimensioni inferiori a 0.4 t x t. Tale
scelta è stata essenzialmente dettata dal
fatto che si volevano poi esaminare i dettagli con altri metodi che richiedono una
mesh più fine di quella prescritta dall’IIW per l’approccio della tensione
strutturale. D’altra parte è stato deciso di
modellare anche il cordone di saldatura
TABELLA I - Approccio della tensione strutturale, IIW guide (Niemi et al., 2006,
Hobbacher, 2007).
σ 0.4t
σ1.0t
σ hs
FAT
N
D.2.5
202.35
198.05
205.23
100
2.314E+05
L.2.5
202.86
196.13
207.37
90
1.635E+05
D.7
197.18
198.27
196.45
100
2.638E+05
L.7
193.10
197.50
190.15
90
2.121E+05
D.2.5 join
197.49
198.53
196.79
100
2.624E+05
L.2.5 join
197.49
198.53
196.79
90
1.913E+05
D.7 join
197.74
198.56
197.19
100
2.608E+05
L.7 join
197.74
198.56
197.19
90
1.902E+05
D.2.5 contact
198.85
197.77
199.57
100
2.516E+05
L.2.5 contact
196.07
195.93
196.16
90
1.932E+05
D.7 contact
196.91
198.36
195.94
100
2.659E+05
L.7 contact
193.18
197.76
190.11
90
2.122E+05
Modello
Approccio secondo Xiao e Yamada
La tensione strutturale in accordo al
metodo di Xiao e Yamada si ottiene semplicemente valutando la tensione in corrispondenza del piede del cordone di saldatura 1 mm all’interno dello spessore
(Xiao & Yamada, 2004). I modelli
di calcolo agli elementi finiti sono analoghi a quelli mostrati nella Figura 4
ma gli elementi della mesh hanno lati 1.0
x 1.0 mm in modo da consentire di ottenere un nodo sul quale leggere i valori di
tensione calcolati, appunto 1 mm all’interno dello spessore in corrispondenza
del piede del cordone di saldatura.
Quest’approccio sembra superare alcune
delle difficoltà sperimentate con l’approccio della tensione strutturale classico poiché non è necessaria alcuna
estrapolazione delle tensioni sulla superficie della lamiera, anche se non si può
escludere che la tensione 1 mm all’interno dello spessore in corrispondenza
del piede del cordone non sia influenzata
dalla deformazione locale del cordone e
delle lamiere.
Anche con quest’approccio sono pertanto stati eseguiti i calcoli utilizzando le
varie opzioni definite in precedenza:
lamiere staccate, lamiere completamente
collegate, lamiere in contatto.
TABELLA II - Approccio della tensione strutturale secondo Xiao e Yamada (2004).
σ 1mm
FAT
N
D.2.5
201.65
100
2.439E+05
L.2.5
223.90
100
1.782E+05
D.7
203.29
100
2.381E+05
L.7
213.76
100
2.048E+05
D.2.5 join
198.33
100
2.564E+05
L.2.5 join
198.32
100
2.564E+05
D.7 join
198.63
100
2.552E+05
L.7 join
198.62
100
2.552E+05
D.2.5 contact
209.10
100
2.188E+05
L.2.5 contact
234.42
100
1.553E+05
D.7 contact
201.61
100
2.441E+05
L.7 contact
209.48
100
2.176E+05
Modello
La Tabella II mostra i valori di tensione
ottenuti con il metodo di Xiao e Yamada.
In accordo con le prescrizioni degli
Autori del metodo, è stata utilizzata la
componente longitudinale della tensione
(lungo l’asse χ’ della Figura 4).
Si noti che, anche in questo caso, non è
indifferente utilizzare altre componenti
della tensione, ad esempio quella
massima principale che si può assumere
sia perpendicolare alla direzione di propagazione della cricca di fatica oppure la
tensione ideale massima secondo Von
Mises.
Nelle Figure 7 e 8, infatti, sono riportate le distribuzioni nello spessore
dei valori di alcune componenti di tensione rispettivamente per i modelli
aventi cordone di saldatura con gola
a = 2.5 mm e a = 7 mm e che considerano il contatto fra le lamiere adiacenti.
Si può notare come il contatto produca
una discontinuità nella distribuzione,
circa 2 mm all’interno, dovuta alle tensioni secondarie generate dal cordone di
saldatura cui è sostanzialmente impedita
la rotazione ma permessa la traslazione.
L’effetto del contatto fra le lamiere
adiacenti è evidenziato anche dalla
differenza nel valore della tensione
1 mm sotto il piede del cordone riscontrata fra i modelli con cordone di saldatura più piccolo, per i quali intuitivamente ci si potrebbe aspettare un valore
della tensione strutturale inferiore
quando si considera il contatto rispetto
al valore riscontrato nel caso di lamiere
staccate.
Depth [mm]
che in uno dei due casi ha dimensioni
ridotte e quindi richiede una mesh relativamente fine.
La Tabella I riporta i valori della tensione
strutturale estrapolati in accordo
alla guida IIW secondo la formula
σhs = 1.67σ0.4t - 0.67σ1.0t, utilizzando il
valore della tensione principale massima.
Si noti come in alcuni casi si possa ottenere un valore di tensione strutturale
inferiore al valore della tensione nominale applicata, fatto che dipende dalle
modellazioni numeriche adottate e dall’effetto dell’interazione fra le lamiere
adiacenti (non collegate, completamente
collegate o con vincolo di contatto senza
attrito) che, attraverso il cordone di saldatura, provocano una locale distorsione
del campo di tensione agente.
È inoltre opportuno notare che se invece
di utilizzare i valori della tensione principale massima si usassero altre componenti della tensione, ad esempio la componente di tensione longitudinale
(parallela alle lamiere) o la tensione
equivalente di Von Mises, si otterrebbero risultati differenti.
Stress [MPa]
Figura 7 - Distribuzione delle tensioni nello spessore (modelli a = 2.5 mm con contatto).
69
Depth [mm]
risulta piuttosto complessa ed onerosa.
Le formulazioni riportate da Dong
devono essere utilizzate con cautela: in
questo caso specifico occorre, infatti,
considerare il valore assoluto delle tensioni di taglio τxy altrimenti il loro contributo sarebbe non conservativo ovvero
porterebbe alla chiusura della cricca.
Stress [MPa]
Figura 8 - Distribuzione delle tensioni nello spessore (modelli a = 7 mm con contatto).
Ulteriori calcoli, eseguiti sia con il softwa r e A n s y s ™ s ia c on i l soft wa re
ADINA™, mostrano come la tensione
1 mm all’interno dello spessore sia fortemente dipendente dalla dimensione e
dalla formulazione dell’elemento utilizzato ed anche dalle condizioni al contorno imposte.
Approccio secondo Dong
Il modello agli elementi finiti già utilizzato per valutare la tensione strutturale
in accordo a Xiao e Yamada è stato
anche utilizzato per l’approccio secondo
Dong (2001). D’altra parte l’Autore di
tale metodo sostiene che il risultato
dovrebbe essere indipendente dalla
mesh di calcolo utilizzata.
Con riferimento alla Figura 9, ripresa dal
lavoro di Dong (2001), la distanza δ tra
la sezione AA al piede del cordone e la
sezione BB, utilizzate per definire il
campo di tensione e la distribuzione bilineare delle tensioni nello spessore,
sembra arbitraria. È stata pertanto
assunta pari a δ = 2.0 mm: i calcoli della
tensione strutturale sono stati eseguiti
secondo le equazioni di Dong (Fig. 9),
sfruttando i risultati ottenuti con i modelli
di calcolo aventi elementi della mesh con
lati 1.0 x 1.0 mm. Nella Tabella III sono
riassunti i risultati ottenuti.
Nella Tabella IV sono invece riportati i
risultati ottenuti utilizzando modelli di
calcolo con elementi aventi lato di maggiore dimensione (1.2 x 1.2 mm) ed
assumendo pertanto δ = 2.4 mm. Una
modesta differenza dei risultati può
essere attribuita agli errori dell’integra-
70
zione numerica dei valori di tensione,
ottenuti con i modelli di calcolo, che
Approccio secondo Poutiainen e
Marquis
L’approccio proposto da Poutiainen e
Marquis (2006) sembra essere un’evoluzione di quello presentato da Dong nel
2001. Anch’esso si basa sulla linearizzazione della distribuzione delle tensioni
nello spessore. Sono quindi stati nuovamente utilizzati i risultati dei modelli di
calcolo descritti in precedenza ma, in
questo caso, il calcolo appare chiaramente indipendente dal modello di
calcolo adottato. Infatti, il concetto
Figura 9 - Descrizione delle componenti di tensione utilizzate nell’approccio secondo Dong
(2001).
TABELLA III
σm
σb
σs
FAT
N
SCF
D.2.5
200.00
111.14
311.14
100
6.640E+04
1.556
L.2.5
200.01
217.48
417.49
100
2.748E+04
2.087
D.7
200.00
86.36
286.35
100
8.518E+04
1.432
L.7
200.00
118.43
318.43
100
6.194E+04
1.592
D.2.5 join
200.00
72.50
272.51
100
9.883E+04
1.363
L.2.5 join
200.00
72.47
272.48
100
9.887E+04
1.362
D.7 join
200.00
71.83
271.83
100
9.957E+04
1.359
L.7 join
200.00
71.81
271.81
100
9.959E+04
1.359
D.2.5 contact
200.00
117.78
317.79
100
6.232E+04
1.589
L.2.5 contact
200.01
212.13
412.13
100
2.857E+04
2.061
D.7 contact
200.00
80.72
280.72
100
9.041E+04
1.404
L.7 contact
200.00
104.48
304.48
100
7.085E+04
1.522
σm
σb
σs
FAT
N
SCF
D.2.5
200.01
109.96
309.97
100
6.715E+04
1.550
L.2.5
200.03
214.69
414.72
100
2.804E+04
2.073
D.7
200.00
85.63
285.63
100
8.582E+04
1.428
L.7
200.00
117.33
317.33
100
6.259E+04
1.587
D.2.5 join
200.00
72.01
272.01
100
9.937E+04
1.360
L.2.5 join
200.00
71.98
271.99
100
9.940E+04
1.360
D.7 join
200.00
71.30
271.30
100
1.002E+05
1.357
L.7 join
200.00
71.28
271.28
100
1.002E+05
1.356
D.2.5 contact
200.01
116.47
316.48
100
6.310E+04
1.582
L.2.5 contact
200.01
209.36
409.38
100
2.915E+04
2.047
D.7 contact
200.00
80.07
280.08
100
9.103E+04
1.400
L.7 contact
200.00
103.56
303.56
100
7.150E+04
1.518
Modello (δ = 2.0 mm)
TABELLA IV
Modello (δ = 2.4 mm)
Figura 10 - Descrizione dei parametri ed equazioni del metodo di Poutiainen e Marquis (2006).
chiave per valutare la concentrazione
delle tensioni al piede del cordone
secondo Poutiainen è la definizione di
tensione media nel cordone di saldatura,
cioè una variabile che valuta la forza che
viene trasmessa dalla saldatura.
Secondo i suggerimenti di Poutiainen,
le concentrazioni di tensione al piede
del cordone di saldatura nel dettaglio di
tipo L possono essere valutati in modo
banale poiché tutta la forza passa attraverso la saldatura: se la forza da trasmettere è pari a F, per ogni cordone deve trasmettersi una forza pari a F/2 e se il lato
della saldatura è lw la tensione nel
cordone è F/2 lw.
71
TABELLA V
Modello:
D.2.5
σnom
[N/mm2]
t
[mm]
F
[N]
lw
[mm]
σweld
ksa
D.2.5 contact
L.2.5
200
200
200
200
12
12
12
12
633.3
845.50
670.68
1200
3.5
3.5
3.5
3.5
[N/mm ]
180.9
241.6
191.6
342.9
[-]
1.641
1.856
1.679
2.214
2
σs=ksa*σnom
[N/mm ]
N
[-]
2
Modello:
σnom
[N/mm2]
t
[mm]
F
[N]
lw
[mm]
σweld
[N/mm ]
ksa
[-]
2
σs=ksa*σnnom
[N/mm ]
N
[-]
2
Per il dettaglio di tipo D la tensione
media nel cordone di saldatura
può essere calcolata mediante i modelli
di calcolo agli elementi finiti, ad
esempio valutando le forze di vincolo
all’estremità su una delle lamiere
esterne.
Il fattore di concentrazione delle tensioni Ksa ed il relativo valore della tensione strutturale si calcola in accordo
alle equazioni proposte da Poutiainen
e Marquis (2006) e riportate nella
Figura 10. I risultati sono riportati nella
Tabella V.
Si noti come per i dettagli di tipo L non
vi sia alcuna differenza relativamente
all’opzione di collegamento fra i bordi
adiacenti delle lamiere (staccati o a contatto) poiché in ogni caso il parametro
determinante è la forza trasmessa dal
cordone di saldatura che è sempre identica se la lamiera centrale è discontinua.
I modelli dei dettagli con lamiere collegate, sia di tipo D sia di tipo L, praticamente coincidono.
4. Notch stress approach
I calcoli relativi all’approccio della tensione di intaglio (“notch stress appro-
72
D.2.5 join
328.2
371.1
335.7
442.9
5.659.E+04
3.913.E+04
5.285.E+04
2.303.E+04
D.7
D.7 join
D.7 contact
L.7
200
200
200
200
12
12
12
12
723.96
844.81
755.37
1200
9.9
9.9
9.9
9.9
73.1
85.3
76.3
121.2
1.111
1.129
1.116
1.184
222.2
225.9
223.1
236.7
1.824.E+05
1.736.E+05
1.801.E+05
1.505E+05
ach”) sono stati condotti in accordo alla
guida dell’IIW recentemente pubblicata
(Fricke, 2008a), valutando la tensione
nell’intaglio mediante una geometria fittizia che consideri gli effetti non lineari
di concentrazione delle tensioni.
A differenza dei metodi precedentemente applicati, il dettaglio in esame
può essere esaminato con questo metodo
anche in relazione alla possibilità di propagazione iniziale della cricca a partire
dalla radice del cordone di saldatura,
oltre che al piede dello stesso.
La guida suggerisce due differenti geometrie per realizzare un raggio di raccordo pari ad 1 mm nell’intaglio alla
radice del cordone, come richiede il
metodo: un foro circolare oppure una
geometria ad “U”, come mostrato nelle
Figure 11÷14.
Nel caso di cordoni con gola pari a
2.5 mm la mesh ha una dimensione
media pari a circa 0.2 mm nella zona
dell’intaglio, sia alla radice sia al piede
del cordone, mentre nel caso di cordoni
con gola pari a 7 mm la mesh ha una
dimensione media pari a circa 0.25 mm,
come prescritto nella guida IIW.
Si può facilmente intuire che, con la
geometria fittizia ad “U” alla radice del
cordone, si perde la possibilità di poter
considerare in contatto o di unire tra loro
le lamiere adiacenti. Al contrario, analogamente ai precedenti approcci, per il
caso di geometria circolare alla radice
del cordone è possibile considerare le
opzioni di lamiere staccate, completamente collegate o a contatto.
Il foro circolare riportato nelle Figure 12
e 14, centrato alla radice del cordone di
saldatura, potrebbe essere spostato in
modo eccentrico al fine di evitare una
riduzione della sezione resistente di una
delle due lamiere ma contemporaneamente aumentando quella della lamiera
adiacente.
In effetti, la guida IIW suggerisce di
posizionare alla radice del cordone di
saldatura non il centro del foro ma il
quadrante, cioè di spostare il foro 1 mm
più indietro rispetto al cordone di saldatura. Tuttavia la scelta di centrare il foro
alla radice del cordone è conservativa in
quanto riduce la sezione resistente
proprio in corrispondenza del picco di
tensione.
Poiché tutte le lamiere sono caricate,
anche se nei dettagli di tipo D le lamiere
esterne sono caricate in misura minore
rispetto a quella centrale, è stato deciso
di mantenere il foro centrato sulla linea
di contatto.
Figura 11 - Geometria e mesh per modelli con a = 2.5 mm, forma ad U raccordo radice cordone (D.2.5U).
Figura 12 - Geometria e mesh per modelli con a = 2.5 mm, forma circolare raccordo radice cordone (D.2.5C).
Figura 13 - Geometria e mesh per modelli con a = 7 mm, forma ad U raccordo radice cordone (D.7U).
73
Figura 14 - Geometria e mesh per modelli con a = 7 mm, forma circolare raccordo radice cordone (D.7C).
Figura 15 - Tensione principale massima modelli D.2.5C, D.2.5C join, D.2.5C contact.
TABELLA VI
Geometria al piede/radice del cordone:
Posizione:
Modello
74
circolare centrato alla radice
Piede
Stress: longitudinal [N/mm2]
Stress: Principal 1
[N/mm2]
Stress: Von Mises
[N/mm2]
FAT
NPrincipal1
NvonMises
D.2.5
786.85
961.15
848.85
225
2.566E+04
3.725E+04
L.2.5
1800.10
2324.10
2049.80
225
1.815E+03
2.645E+03
D.7
548.22
600.62
529.14
225
1.051E+05
1.538E+05
L.7
680.89
780.11
687.25
225
4.799E+04
7.018E+04
D.2.5 join
481.28
532.84
469.38
225
1.506E+05
2.203E+05
L.2.5 join
481.21
532.76
469.31
225
1.507E+05
2.204E+05
D.7 join
492.94
528.00
465.16
225
1.548E+05
2.263E+05
L.7 join
492.90
527.94
465.11
225
1.548E+05
2.264E+05
D.2.5 contact
792.63
954.90
843.46
225
2.616E+04
3.797E+04
L.2.5 contact
1600.30
2023.40
1785.00
225
2.750E+03
4.006E+03
D.7 contact
532.78
581.03
511.88
225
1.161E+05
1.699E+05
L.7 contact
636.19
721.85
635.90
225
6.057E+04
8.860E+04
TABELLA VII
Posizione:
Modello
circolare centrato alla radice
Radice
Stress: longitudinal [N/mm2]
Stress: Principal 1
[N/mm2]
Stress: Von Mises
[N/mm2]
FAT
NPrincipal1
NvonMises
D.2.5
1076.80
1134.50
1005.60
225
1.560E+04
2.240E+04
L.2.5
2805.00
2955.20
2619.50
225
8.827E+02
1.267E+03
D.7
477.05
477.05
423.16
225
2.098E+05
3.007E+05
L.7
906.95
906.95
804.75
225
3.054E+04
4.371E+04
D.2.5 join
441.73
490.21
434.46
225
1.934E+05
2.778E+05
L.2.5 join
441.71
490.18
434.44
225
1.934E+05
2.778E+05
D.7 join
317.85
333.85
294.46
225
6.122E+05
8.923E+05
L.7 join
317.86
333.86
294.47
225
6.122E+05
8.922E+05
D.2.5 contact
991.30
1118.30
990.87
225
1.629E+04
2.342E+04
L.2.5 contact
2249.70
2552.90
2262.20
225
1.369E+03
1.968E+03
D.7 contact
481.74
507.16
450.03
225
1.746E+05
2.500E+05
L.7 contact
880.40
926.86
822.73
225
2.861E+04
4.091E+04
Nelle immagini delle Figure 15÷20 si
riportano le tensioni principali massime
di trazione ottenute con i vari modelli di
calcolo. Nelle Tabelle VI e VII sono
riportati i valori delle tensioni di intaglio
(notch stress) in forma numerica. La
guida IIW non specifica se in questo caso
la tensione da utilizzare per l’esecuzione
dei calcoli di vita a fatica del dettaglio sia
quella massima principale di trazione o
piuttosto la tensione ideale, ad esempio
secondo Von Mises, od ancora una differente componente della tensione.
Come ci si poteva aspettare, l’opzione di
collegare completamente, lasciare staccate o considerare il contatto fra le
lamiere adiacenti influenza i risultati, in
particolare per quanto riguarda la con-
centrazione delle tensioni nel cordone di
saldatura. Anzi, in taluni casi le tensioni
ottenute sono incredibilmente elevate.
Sia al piede sia alla radice del cordone è
stato individuato il nodo nel quale si ha
il valore più elevato della componente
longitudinale di tensione, della tensione
principale massima, della tensione
ideale secondo Von Mises.
TABELLA VIII
Posizione:
forma ad U
Piede
Stress:
Principal1
[N/mm2]
Stress:
Von Mises
[N/mm2]
FAT
NPrincipal1
NvonMises
D.2.5
1001.400
999.160
225
2.269E+04
2.284E+04
L.2.5
2408.600
2403.700
225
1.630E+03
1.640E+03
D.7
606.590
604.470
225
1.021E+05
1.031E+05
L.7
807.300
834.130
225
4.330E+04
3.925E+04
Stress:
Principal1
[N/mm2]
Stress:
Von Mises
[N/mm2]
FAT
NPrincipal1
NvonMises
D.2.5
1064.00
1061.00
225
1.891E+04
1.907E+04
L.2.5
2715.00
2709.00
225
1.138E+03
1.146E+03
D.7
360.77
358.95
225
4.852E+05
4.926E+05
L.7
693.07
689.98
225
6.843E+04
6.935E+04
Modello
Posizione:
Modello
Radice
75
Figura 16 - Tensione principale massima modelli L.2.5C, L.2.5C join e L.2.5C contact.
È opportuno notare che i valori più
elevati si riscontrano in posizioni (nodi)
differenti in funzione della tensione considerata.
Si riportano a titolo comparativo i risultati ottenuti per i modelli con forma ad
“U” del raggio di raccordo nell’intaglio
alla radice del cordone (Tab. VIII) per i
quali si hanno valori di tensione paragonabili ai casi precedentemente analizzati
ad eccezione di qualche ragionevole
variazione.
Figura 17 - Tensione principale massima modelli D.2.5U e L.2.5U.
Figura 18 - Tensione principale massima modelli D.7C, D.7C join e D.7C contact.
Figura 19 - Tensione principale massima modelli L.7C, L.7C join e L.7C contact.
76
La comparazione con i risultati dei
calcoli è in termini di vita a fatica poiché
non sarebbe congruente confrontare i
valori di tensione locale ottenuti con
metodi diversi. Per l’approccio della tensione di intaglio (notch stress) il calcolo
è stato eseguito utilizzando la tensione
principale massima di trazione. Nella
Tabella IX sono anche riportati i cicli a
rottura per i dettagli sollecitati con una
tensione pari a Δσ = 200 MPa come
risultano dalla resistenza a fatica (FAT)
ottenuta con le prove sperimentali.
Figura 20 - Tensione principale massima modelli D.7U e L.7U.
5. Confronto dei risultati
caso 611 con diversa resistenza a fatica
nel caso si voglia considerare la propagazione della cricca al piede o alla radice
del cordone.
Le prove sperimentali hanno evidenziato
come, ad eccezione del dettaglio L.2.5,
la cricca si propaga sempre dal piede del
cordone. Probabilmente un cordone di
dimensioni molto limitate comporta tensioni secondarie di flessione, legate alla
rotazione locale, che provocano l’innesco della cricca alla radice del cordone.
La Tabella IX mostra la resistenza a
fatica dei dettagli esaminati adottando
l’approccio della tensione nominale
secondo la guida dell’IIW (Hobbacher,
2007) e le risultanze sperimentali di
alcune prove condotte presso il laboratorio Strutture Navali dell’Università di
Amburgo nell’ambito del Network
E u r o p e o M A R ST RUCT (Fe l t z &
Fricke, 2009). Tali prove sono state
portate a termine dopo che i calcoli presentati nei precedenti paragrafi erano già
stati eseguiti (Avvisati, 2008), utilizzando tuttavia un cordone di saldatura
leggermente diverso da quello inizialmente stabilito per le analisi numeriche
(a = 3.0 mm invece di a = 2.5 mm adottato nei calcoli).
Si noti che nel caso di approccio nominale non è possibile tenere in considerazione la dimensione del cordone di saldatura e anzi esiste qualche difficoltà
nell’identificare tra quelli presentati
dalla guida IIW il dettaglio più appropriato: per il dettaglio di tipo D si
possono considerare il caso 513 della
guida IIW, che presenta un cordone di
lunghezza ipoteticamente infinita,
oppure i casi 711 o 713, con un cordone
di lunghezza limitata, mentre il dettaglio
di tipo L è riportato nella guida come
6. Considerazioni conclusive
È stata valutata la resistenza a fatica di
due dettagli strutturali caratterizzati da
due cordoni di saldatura differenti, utilizzando 5 diversi metodi proposti in letteratura e adottati anche nella pratica
industriale; alcune varianti nel calcolo
derivanti dalla difficile interpretazione
della normativa e/o della procedura proposta dagli Autori dei vari metodi sono
state analizzate.
Figura 21 - Errore dei vari approcci rispetto ai valori stimati dalle prove sperimentali.
TABELLA IX
Approccio tensione nominale e dati sperimentali (Feltz & Fricke, 2009)
D.2.5
Nominale
Sperimentale
N (Δσ = 200 MPa)
D.7
FAT 71 (dett. 513)
FAT 50 (dett. 711-713)
L.2.5
L.7
FAT 63 (dett. 611, piede)
FAT 45 (dett. 611, radice)
FAT 75, piede
FAT 75, piede
FAT 40, radice
FAT 82, piede
1.055E+05
1.055E+05
1.600E+04
1.378E+05
77
TABELLA X
Metodo⇨
Modello
Strutturale
classico
Dong
Dong
Xiao/Yamad
(δ = 2.0 mm) (δ = 2.4 mm)
a
Notch circ.
(piede)
Notch circ.
(radice)
D.2.5
2.314E+05
2.439E+05
6.640E+04
6.715E+04
5.659E+04
2.566E+04
1.560E+04
L.2.5
1.635E+05
1.782E+05
2.748E+04
2.804E+04
2.364E+04
1.815E+03
8.827E+02
D.7
2.638E+05
2.381E+05
8.518E+04
8.582E+04
1.824E+05
1.051E+05
2.098E+05
L.7
2.121E+05
2.048E+05
6.194E+04
6.259E+04
1.508E+05
4.799E+04
3.054E+04
D.2.5 join
2.624E+05
2.564E+05
9.883E+04
9.937E+04
3.913E+04
1.506E+05
1.934E+05
L.2.5 join
1.672E+05
2.564E+05
9.887E+04
9.940E+04
2.364E+04
1.507E+05
1.934E+05
D.7 join
2.608E+05
2.552E+05
9.957E+04
1.002E+05
1.736E+05
1.548E+05
6.122E+05
L.7 join
1.902E+05
2.552E+05
9.959E+04
1.002E+05
1.508E+05
1.548E+05
6.122E+05
D.2.5 contact
2.516E+05
2.188E+05
6.232E+04
6.310E+04
5.285E+04
2.616E+04
1.629E+04
L.2.5 contact
1.932E+05
1.553E+05
2.857E+04
2.915E+04
2.364E+04
2.750E+03
1.369E+03
D.7 contact
2.659E+05
2.441E+05
9.041E+04
9.103E+04
1.801E+05
1.161E+05
1.746E+05
L.7 contact
2.122E+05
2.176E+05
7.085E+04
7.150E+04
1.508E+05
6.057E+04
2.861E+04
I risultati ottenuti con i diversi metodi
evidenziano una certa dispersione che
può essere attribuita a varie cause. Certamente il modo di implementare il
metodo di calcolo al caso in esame
dipende dall’esperienza e dalla capacità
dell’analista, sebbene per alcuni
approcci l’applicazione sia più agevole
di altri.
Nel caso del giunto per sovrapposizione
con cordone di saldatura più piccolo
(dettaglio di tipo L.2.5), le prove sperimentali indicano che la rottura avviene
alla radice del cordone e pertanto l’unico
metodo in grado di valutare la resistenza
a fatica del giunto è il “notch stress
approach”. Effettivamente i risultati
ottenuti con questo metodo, sebbene
relativamente conservativi, riescono a
fornire un’indicazione al progettista.
In alcuni casi si deve invece evidenziare
come i risultati non siano conservativi,
pur talvolta avvicinandosi al valore indicato dalle prove sperimentali.
Il grafico della Figura 21, per i diversi
dettagli esaminati, riporta una comparazione del valore della vita a fatica
stimato dai vari approcci nel caso in cui
la cricca inizia a propagarsi dal piede del
cordone. Non è riportato il caso della
rottura alla radice dell’intaglio.
Sono invece riportati i valori della vita a
fatica ottenuti utilizzando la tensione di
intaglio ricavata da modelli in cui il foro
alla radice del cordone è spostato 1mm
indietro, in modo da avere una minore
78
Poutiainen
Bibliografia
Fricke W. (2008), MARSTRUCT document MAR-M2-4-TUHH-2(1), Outline of
Fatigue Strength Analysis of Load-Carrying Fillet Welds, February 2008,
http://www.mar.ist.utl.pt/marstruct/
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riduzione della sezione resistente (Notch
circular weld toe (quadr)).
Si può notare come il modello L.2.5, in
cui il cordone di saldatura è relativamente piccolo e molto caricato, comporta le maggiori incertezze e, d’altra
parte, la rottura in realtà si propaga dalla
radice del cordone (resistenza FAT 40).
Il metodo recentemente proposto da
Poutiainen e Marquis (2006) sembra
fornire per i dettagli con cordone di
maggiori dimensioni (a = 7.0 mm) risultati non conservativi così come in generale tutti i metodi basati sul concetto di
tensione strutturale classico e di
Xiao/Yamada, pur con diverso margine
di errore; tuttavia deve essere considerato che i calcoli non considerano imperfezioni e disallineamenti che invece certamente sono insiti nei risultati delle
prove sperimentali. Per i dettagli con
cordone di dimensioni inferiori (a = 2.5
mm) l’approccio di Poutiainen e
Marquis (2006), contrariamente agli altri
metodi basati sulla tensione strutturale, è
decisamente conservativo.
Il metodo del “notch stress approach” è
l’unico capace di studiare anche la pro-
pagazione di una cricca alla radice del
cordone di saldatura e generalmente fornisce indicazioni conservative, ad eccezione dei modelli “join” che tuttavia
costituiscono un caso limite.
La posizione del foro alla radice del
cordone, che determina una maggiore o
minore riduzione di sezione resistente,
comporta differenze non del tutto trascurabili ma neppure sostanziali sia in
termini di vita a fatica sia di tensione
d’intaglio.
È comunque indubbio che la dimensione
del cordone di saldatura abbia una
qualche influenza sulla resistenza a
fatica dei dettagli esaminati e che, anche
in funzione della dimensione del
cordone di saldatura oltre che del tipo di
dettaglio (tipo D o tipo L), il campo di
tensione sia modificato e pertanto la
resistenza a fatica sia differente. Si
ricordi che i dati sperimentali per i dettagli con cordone a = 2.5 mm in realtà si
riferiscono a cordoni con lato pari ad
a = 3.0 mm.
La complicazione derivante dall’introduzione del contatto, rispetto al caso di
modelli con lamiere libere di compene-
trarsi, non pare modificare apprezzabilmente il risultato finale in termini di vita
a fatica: salvo in alcuni casi (modelli
L.2.5, di cui si è accennato) le differenze
sono inferiori al 10%.
I risultati dei metodi ritenuti più complessi non sempre sono quelli che più si
avvicinano alle prove sperimentali che
costituiscono il target per il presente
studio ma assai raramente sono a disposizione del progettista. In conclusione si
può ancora rilevare come, anche per dettagli saldati di geometria piuttosto semplice, l’applicazione pratica dei metodi
di calcolo non è immediata e anzi
si presta a varie interpretazioni che
possono portare a risultati assai variabili.
Ringraziamento
Il presente lavoro è stato parzialmente
eseguito con il contributo del Network
of Excellence in Marine Structures
MARSTRUCT finanziato dalla UE
attraverso il 6° programma quadro (Contract No. TNE3-CT-2003-506141).
Cesare Mario RIZZO, laureato in Ingegneria Navale (1998), ha conseguito il dottorato di ricerca in “Discipline progettuali
navali e nautiche” (2004) presso l’Università di Genova, dopo essere stato ispettore di una società di classifica. È attualmente
ricercatore presso il DINAV (Dipartimento di Ingegneria Navale e Tecnologie Marine) dell’Università di Genova afferendo al
settore scientifico disciplinare “Costruzioni ed impianti navali e marini”. È coinvolto in progetti di ricerca nazionali ed
internazionali, recentemente con particolare riferimento alle problematiche di degrado, ispezione e manutenzione delle navi.
Si occupa anche delle prove sperimentali in grande scala ed al vero presso il Laboratorio Strutture Navali del DINAV.
È autore di circa 60 pubblicazioni scientifiche e di alcune pubblicazioni di carattere didattico. È docente di Costruzioni Navali
per i corsi di laurea in Ingegneria Navale e Nautica dell’Università di Genova.
Maria Assunta AVVISATI, nata a Latina il 12/10/1982, diplomata geometra all’ITG “Angelo Sani” di Latina, laureata in
Ingegneria Navale nel 2005 presso l’Università degli Studi di Genova, consegue nell’Ottobre 2008 la laurea specialistica in
Ingegneria Navale. È impiegata presso la ditta Prosoft Intesys di Genova e si occupa di analisi strutturali agli elementi finiti di
componenti dei macchinari e degli impianti, in particolare di turbomacchine, in qualità di consulente esterno di Ansaldo
Energia.
79
International Institute of Welding
N ew f r i c t i o n s u r fa c i n g
a p p l i c a t i o n fo r s t a i n l e s s
s t e e l p i p e ( °)
Y. Katayama
M. Takahashi
T. Shinoda
K. Nanbu
*
*
**
**
Summary
1. Introduction
Structural materials used in the energy
industries, such as thermal and nuclear
power generation, often operate under
severe environments. For this reason,
many components of such materials
have to be surface-treated in various
ways, in order to meet the requirements
of resistance to corrosion and wear.
Several surface treatment techniques are
used, for example, metal spraying, physical vapour deposition (PVD) and chemical vapour deposition (CVD), etc. The
type of surface treatment is selected by
considering factors such as applicability
to the target material, material thickness,
treatment costs, etc. The friction surfacing (friction overlaying) technique pro-
(°) Doc. IIW-1971-08 (ex-doc. III-1474r1-08),
recommended for publication by Commission III
“Resistance welding, solid state welding and
allied joining processes”.
*
Metals & Technology R&D Department of
Toshiba Corporation - Yokohama (Japan).
** Technological Department Group of Kosei
Aluminium Co., Ltd. - Toyota and Fukui (Japan).
Friction surfacing, a solid state joining process similar to Friction Stir
Welding (FSW), has not received much attention in the repair and
modification of pipe and/or roll surfaces. It is well-known that both
friction surfacing and FSW are two of several friction variants and that
the operating parameters and deposited metal characteristics of the
two processes are similar.This experimental work describes the
fundamental parameters for friction surfacing AISI 316L austenitic
stainless steel plates with AISI 440C quench-hardened, martensitic
stainless steel and shows that lower speeds of rotation form more
uniform overlays. Based on results of a series of plate experiments,
friction surfacing of an 89.1 mm-diameter, AISI 316L pipe along its
full circumference with an AISI 440C steel rod was successfully carried
out. Since the overlaid metal obtained by friction surfacing has a very
fine grain size and is not diluted by the base metal, improvements in
toughness, corrosion resistance and wear resistance can be expected.
KEYWORDS: Friction surfacing; lap joints; stainless steels; steels;
surfacing; tubes and pipes.
posed here is a method by which a material that has been softened by friction
heat is overlaid on the surface of a metal
substrate.
The thickness of the overlay is about
1 mm.
Friction surfacing [1] can be considered
the forerunner to friction stir welding
(FSW). FSW, which has been receiving
much attention in recent years, was born
in the development stages of friction surfacing [2].
The tw o techniques have se v e r a l
common features, for example, similar
work execution characteristics and
microstructural resemblance [3].
However, it is wellknown that there are
some problems such as tool wear, etc., in
the application of FSW to steels [4]. On
the other hand, since friction surfacing is
a process that can be readily applied to
ferrous metals, it is now receiving fresh
attention as a viable surface treatment
technique.
81
Y. Katayama et al. - New friction surfacing application for stainless steel pipe
2. Principle of friction surfacing
and its characteristics
The principle of friction surfacing is
illustrated in Figure 1. The overlaying
consumable tool is a round bar that is
rotated at the specified speed and is
brought into contact with the substrate
along with application of axial pressure.
The consumable tool material becomes
plastic, due to the frictional heat generated at the interface between the consumable tool and the substrate. At this
point, a phenomenon called “travelling
phenomena of the rotational plane”
occurs and a rotating layer slides up the
tool. As a result, the tool material that
has been softened by friction heat exhibits plastic flow and forms an overlay on
the substrate. By moving the substrate
relative to the tool, an overlay similar to
a weld bead is produced on the surface
of the substrate.
As shown in Figure 2, when an overlaying tool rotating at constant speed is
brought into contact with the substrate
and is loaded axially, the friction heat
generated at the contact interface produ-
Figure 1 - Principle of friction surfacing.
82
ces a rise in temperature in both the tool
and the substrate. The maximum interface temperatures of the tool and the
substrate are equal immediately after
contact occurs. However, due to the differences in the thermal properties and
the heat capacities of the two materials,
the temperature of the tool gradually
becomes higher than that of the substrate
and temperature distribution across the
rotational plane becomes asymmetric
[5]. Thus, as time passes, the region of
maximum temperature moves from the
friction interface towards the consumable tool and the rotational plane gradually travels to the consumable tool
side. Since the strength of the portion of
the consumable tool in the maximum
temperature region is low (because of
the elevated temperatures), it is torn off
by the shear forces and is formed as an
overlay on the substrate surface by
plastic flow.
At this point, if the substrate is moved
relative to the tool, a continuous overlay
similar to a weld bead is produced on the
surface of the substrate.
The distance between the friction interface and the point
of maximum temperature, which
corres ponds to
the thickness of
the
o v e r l a y,
depends on the
physical properties of the materials. In the case
of ferrous metals,
it is between 1 to
2 mm. Travelling phenomena of the
rotational plane [5], due to the asymmetric temperature distribution across the
interface between the tool and the substrate, is a fundamental principle of the
friction surfacing process.
Unlike fusion welding, friction surfacing
is a low temperature process that involves no melting. Therefore, thermal stresses are usually small and overlaying of
hard materials is possible. Friction surfacing has many other advantages. These
advantages, such as no distortion, ease
of automation, very fine grain size, etc.,
can also be expected.
3. Experimental procedure
The substrate used was a 50 x 150 x
10 mm, AISI 316L austenitic stainless
steel plate and the overlay material
(tool) was a 22 mm-diameter, 200 mmlong, AISI 440C martensitic stainless
steel rod. The chemical compositions of
the substrate and overlay tool are shown
in Table 1.
For the friction surfacing experiments,
a friction welding machine (Model:
ACM-1), manufactured by NITTO
SEIKI CO. LTD. JAPAN, was used. It
was fitted with a traverse table, for
moving the substrate relative to the tool,
and also with a rotating jig, for experiments on friction surfacing of pipes.
Experiments were carried out by varying
the axial load on the tool and the traverse
speed of the substrate. In all cases, the
substrate translation was started after a
preheating phase was performed, accor-
Figure 2 - Schematic diagram illustrating
travelling phenomena of the rotational plane.
Table 1 - Chemical compositions of test materials.
Substrate
C
Si
Mn
P
S
Ni
Cr
Mo
316L Plate
0.012
0.41
0.76
0.017
0.001
12.50
17.50
2.01
316L Pipe
0.013
0.40
1.51
0.026
0.001
12.31
16.33
2.08
440C
0.970
0.29
0.35
0.024
0.008
0.22
16.19
0.30
Consumable tool
ding to the conditions laid out in Table 2.
After the overlaying experiments, specimens with stable overlays were selected
and the basic characteristics of the overlaid metal were evaluated through
microstructural examination and hardness measurement. For the microstructural observations, longitudinal sections
were cut out along the centreline of the
overlays, polished and etched using a
solution of picric acid alcohol. The hardness was measured using a Vickers hardness tester with a load of 0.9 N (HV1.0).
In addition to the overlay experiments
using flat substrates, experiments were
also performed on the outer surface of
89.1 mm-diameter, AISI 316L stainless
steel pipes with a wall thickness of
5.5 mm, using the same overlay material
(AISI 440C). The chemical composition
of the AISI 316L stainless steel pipes is
shown in Table 1. The friction surfacing
conditions used for the pipe overlaying
experiments with the pipe were those
that had formed stable overlays in the
previous flat plate experiments. The pipe
was rotated by a jig and the circumferential speed of its outer surface (corresponding to the traverse speed of the substrate in the flat plate experiments) was
adjusted to 1 mm/s.
4. Results and discussions
4.1 Friction surfacing of flat plates
Figure 3 shows the results of friction
surfacing on AISI 316L flat plates, evaluated by their external appearance.
In this figure, the symbol “•” indicates
stable overlays of about 1 mm thickness,
whereas the symbol “▲” indicates unstable overlays.
Under the stable conditions (axial load:
27 000 N, speed of rotation: 400 rpm)
indicated by “•”, the thickness was
stable throughout the entire overlaid
metal. Under the conditions indicated by
“▲” (axial load: 22 500 N, speed of rotation: 800 rpm), the width of the overlay
tended to vary significantly.
During the experiments, the thermal
cycle of the joint interface was measured
at the “Advancing Side” and the
“Retreating Side.” Figure 4 presents the
results of measurements of the torque of
the tool axis, axial displacement
(amount of overlay material consumed)
and the thermal cycles during overlaying. The overlaying conditions
during these measurements were the
stable conditions
indicated previousl y i n F igure 3
(i.e. axial load:
27 000 N, speed of
rotation: 400 rpm).
The initial value
of the torque was
high, with the
peak value being
100 Nm. However,
once the overlaying material softened and a steady
state was attained,
the torque became stable at 70 Nm. The
gradient of the axial displacement was
constant, indicating that the consumption rate of the overlay material was
stable. The thermal cycle measurements
w ere made by ins erting Al u m e l Chromel thermocouples from the underside of substrate up to its surface (i.e. up
to the joint interface), at positions 5.5
mm away from the centreline of the
overlay, as shown in Figure 4.
At positions 1 and 3, corresponding to
the advancing side, the average peak
temperature is 940 ˚C, which is 40 ˚C
higher than the peak temperature of 900 ˚C
at the retreating side (positions 2 and 4).
This temperature difference between the
advancing and retreating sides is a phenomenon similar to that which has been
observed in friction stir welding [6].
Figure 3 - Results of friction surfacing
experiments on flat plates.
Table 2 - Test conditions.
Preheating conditions
Friction surfacing conditions
Axial thrust load (N)
10 000
Time (s)
10
Speed of rotation (rpm)
250 - 800
Axial thrust load (N)
22 500 - 27 000
Time (s)
100
Speed of rotation (rpm)
250 - 800
Substrate traverse speed (mm/s)
0.5 - 1
83
N-m
120
mm
a) Torque of tool axis
b) Axial displacement of tool
50
100
40
80
30
60
20
40
10
20
0
0
0
20
40
60
80
100
120
0
20
40
60
80
100
Time (s)
120
Time (s)
c) Thermocouple
°C
1000
To
o
l(
Ø
22
)
Thermocouple
800
600
400
Ending
position
1.3: Advancing side
Starting
position
2.4: Retreating side
200
0
0
20
Position of temperature measurement
40
60
80
100
120
Time (s)
Figure 4 - Example of measurements of the torque of the tool axis, axial displacement and thermal cycles (27 000 N, 400 rpm, 1 mm/s).
As examples of stable overlays, Figure 5
illustrates the micrographs of transverse
sections of the specimens obtained
under overlaying conditions of axial
load: 27 000 N and speed of rotation:
400 rpm, the traverse speeds of the sub-
strate being 1 mm/s and 0.5 mm/s. In
both specimens, neither joint defects nor
precipitated phases were observed along
the interface between the substrate and
the overlaid metal. The thickness of the
overlay was 0.9 to 1.1 mm for 1 mm/s
27 000 N, 400 rpm
Figure 5 - Micrographs of cross-sections (Flat plate overlaying).
84
traverse speed and 1.5 to 1.6 mm for
0.5 mm/s traverse speed, showing that
lower substrate traverse speeds result in
greater overlay thicknesses. However,
there were many cold lap defects at the
outer sides of the overlaid metal.
a) Tool material
b) Overlaid metal
(27 000 N, 400 rpm, 1 mm/s)
Figure 6 - Results of microstructural observation of friction-overlaid material.
The width of the overlay, above which
the joint was good and without any such
defects, was more than 85% with respect
to the diameter (22 mm) of the overlaying consumable tool.
Figure 6 compares the microstructure of
the overlay consumable tool material
(AISI 440C) before its overlay on the
metal to be overlaid. It was confirmed
that the quenched martensitic microstructure of the consumable tool material
had changed into a fine microstructure,
with grain sizes of a few micrometres in
the overlaid metal. In addition, carbides
that are characteristic of AISI 440C and
which measured 2 to 3 μm originally,
were found to have become more finely
dispersed, with less than 1 μm in the
overlaid metal. As illustrated in Figure 7,
the hardness of the overlaid metal was
higher than HV420, as compared with
the hardness of HV230 of the consumable tool material. This suggests that the
overlaid material formed by friction surfacing is martensite and has a fine grain
microstructure. It can also be seen from
the Figure 7 that the maximum hardness
occurs at the substrate/overlay interface
and that hardness tends to become lower
at about 0.5 mm from the interface and
then increases to values higher than
HV500 at the overlay surface. It was
also observed that hardness tends to
become higher at lower substrate traverse speeds. This is believed to arise
from the fact that the diffusion of carbon
from the overlaid
metal towards the
austenitic substrate (having
higher solubility
of carbon) is greater at lower traverse
speeds.
Energy Dispersive X-Ray Spectroscopy
Analysis (EDX) was carried out in order
to evaluate the dilution at the interface.
The diameter of electron beam used in
EDX analysis was 2 μm. Since the nickel
(Ni) contents of the substrate and the tool
materials are quite different, the Ni distribution across the interface was used to
evaluate the dilution. The EDX analysis
results are presented in Figure 8, showing
that there is a clear change in the Ni
content at the interface. The Ni distribution also indicates that there is a transition zone that is a few micrometres thick.
This indicates that a diffusion zone
exists and that metallurgical bonding has
occurred at the substrate/overlay interface. It was also confirmed that, unlike
in fusion welding processes, there was
no fusion or dilution extending over a
large zone.
a) Location of analysis
(27 000 N, 400 rpm)
Figure 7 - Results of hardness measurements
in overlaid metal and substrate.
b) Ni distribution
(27 000 N, 400 rpm, 1 mm/s)
Figure 8 - Results of EDX analysis of the
overlaid metal and substrate.
85
Figure 10 - External appearance of
friction-surfaced pipe and microstructure of
the cross-section of the overlaid metal.
Figure 9 - Friction surfacing of pipe in
progress.
4.2 Friction surfacing of pipes
Figure 9 illustrates the friction surfacing
of AISI 316L pipe with AISI 440C. The
pipe was rotated using a jig to obtain a
circumferential speed of 1 mm/s at its
outer surface. The friction surfacing
process was found to be extremely
stable, except that the width of the overlaid metal tended to become slightly
larger at the finishing point as compared
with the starting point. This can be attributed to the higher temperature of the
substrate at the finishing point.
Figure 10 illustrates the external appearance of the pipe and the microstructure
of the cross-section of the overlaid metal
after friction surfacing. It was confirmed
that the friction overlay was formed uniformly along the entire circumference of
the pipe and that it had a fine microstructure. It was also clear that the optimum
friction surfacing conditions obtained by
tests on flat plates were applicable to
friction surfacing of pipes as well.
Figure 11 shows the microstructures of
the axial and circumferential cross-sections of the overlaid metal (single layer)
at the 180° position with respect to the
starting point. The thickness of the overlaid metal is about 1.2 mm and no
defects such as cracks, pores, etc., were
seen in the axial and circumferential
cross-sections.
Figure 12 shows the microstructures of
the axial and circumferential cross-sections of the point (0°) at the start and end
of the overlaid metal. The thicknesses of
both the first (substrate side) and second
(outer) layers w ere about 1.0 m m .
Although slight disbonding was observed at the finishing point, no other
defects such as cracks, pores, etc., were
recognized in the overlaid metal. The
slight disbonding occurred when the tool
was removed from contact with the substrate at the end of the process, thus not
appearing to be an intrinsic problem of
the friction surfacing process itself.
0°
Overlaid
metal
270°
90°
5 mm
180°
Observed location
Cross-section 1
Overlaid
metal
5 mm
Cross-section 1
Cross-section 2
Cross-section 2
Figure 11 - Results of micro structural observations of the friction-surfaced pipe (Single layer).
86
0°
90°
270°
Overlaid
metal
5 mm
180°
Cross-section 1
Overlaid
metal
5 mm
Cross-section 1
Cross-section 2
Cross-section 2
Hardness (HV0.1)
Hardness (HV0.1)
Figure 12 - Results of microstructural observations of the friction-surfaced pipe (Overlap area).
Distance from interface (mm)
a) Single layer
b) Overlapped part
Figure 13 - Results of hardness measurements of cross-sections after friction surfacing of a 316L pipe.
Figure 13 shows the hardness distributions measured in the cross-sections of
the pipe overlay. The hardness was
higher than HV400 in both the single
layer and the overlapped portions of the
overlaid metal. In the single layer, high
hardness was observed near the interface
with the substrate. In the overlapped
portions, the outer (1st) layer showed
lower hardness compared to the inner
(2nd) one. However, the hardness at the
interfaces in both layers (substrate/inner
layer interface and inner layer/outer
layer interface) tended to be high.
The results above indicate that although
friction surfacing of pipes is possible,
Side surface
Cross-section
Figure 14 - External appearances and micrographs of cross-sections after multi-layer, friction
surfacing tests.
87
Hardness (HV0.1)
a) 3-layer overlay
Hardness (HV0.1)
a) After machining
b) 5-layer overlay
b) After friction surfacing (untreated)
Figure 15 - Results of hardness measurements
of cross-sections after multi-layer friction
surfacing.
there is a risk of disbonding at the overlapping part of the overlaid metal.
In order to clarify the characteristics of
such overlapped parts, experiments of
multi-layer overlaying were performed.
Figure 14 shows the external appearances of 3-layer and 5-layer friction overlays, produced under an axial load of
27 000 N, a tool rotating rate of 400 rpm
and a substrate traverse rate of 1 mm/s.
After one layer was produced, the substrate was allowed to cool to room temperature, after which the surface of this
layer was cleaned by sandblasting
before the next overlapping layer was
produced. Judging from the external
appearances, it was possible to produce
a stable, multilayer overlay a few millimetres thick by the above method.
Ob se r v a tio n o f th e c ross-se c t i on,
however, revealed the existence of oxide
films between the overlaid metal layers.
A possible reason for this is that the
88
Figure 16 - Micrographs of cross-sections
near the interface after double-layer friction
surfacing.
strong chromium oxide films were not
eliminated by the sandblasting treatment. A second possible reason is that
during the formation of an overlapping
layer, the layer underneath becomes softened and distorted by the friction heat,
resulting in the pressure becoming insufficient for proper friction surfacing to
take place. The hardness distributions in
Figure 15 show some dispersion in the
hardness values. In the 3-layer and
5-layer overlays, the third layer from the
surface showed a tendency for high
hardness. The hardness distributions are
believed to have been affected by the
thermal cycles to which they were subjected during the multiple overlaying
processes.
In order to remove the oxide film
between the first and second layers, a
test was carried out by which a second
layer was overlaid after machining the
surface of the first layer. For comparison
purposes, a specimen overlaid on an
untreated surface was also fabricated.
Figure 16 shows the cross-sectional
observation of machined specimens and
untreated specimens by SEM. The oxide
film between the two layers of the
machined specimen was not observed
and a good joint was obtained. On the
other hand, in the unmachined specimen, some defects and chromium oxide
between the two layers were observed.
As a result, it was thought that machining at the surface influenced the reduction of disbonding at the overlapping
part of the overlaid metal.
5. Conclusions
The following results were obtained
through experiments of friction surfacing of AISI 316L austenitic stainless
steel with AISI 440C martensitic stain-
less steel as the overlaying tool material.
(1) The optimum operating conditions
for producing friction overlays about 1
mm in thickness on AISI 316L austenitic
stainless steel were determined.
(2) The overlaid metal obtained by friction surfacing has a very fine microstructure with grain sizes of a few micrometres. The hardness of the overlay tool
material, which was HV230, increased
significantly in the overlaid metal, reaching HV500 near its surface.
(3) Friction surfacing of an AISI 316L
austenitic stainless steel pipe along its
full circumference with AISI 440C martensitic stainless steel was successfully
carried out. The friction surfacing conditions for flat plates are applicable to friction surfacing of pipes as well.
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Sommario
Nuove applicazioni per il riporto su tubi in acciaio inossidabile mediante frizione
Il riporto mediante frizione, un processo di giunzione allo stato solido simile alla friction stir welding (FSW), non ha
ricevuto molta attenzione nella riparazione e nella modifica di tubazioni e/o superfici curve. È noto che sia il riporto
mediante frizione che la FSW sono alcune delle molte varianti della frizione e che i parametri operativi e le caratteristiche
del metallo depositato dai due processi sono simili. Questo studio sperimentale descrive i parametri fondamentali per il
riporto mediante frizione su lamiere in acciaio inossidabile austenitico AISI 316L con un acciaio inossidabile martensitico
AISI 440C e mostra come a più basse velocità di rotazione corrisponda un riporto più uniforme. Sulla base di una serie
di prove su piastra, è stato effettuato con successo il riporto, mediante frizione, su di un tubo in AISI 316L, di diametro
89.1 mm, lungo tutta la circonferenza con una barra di metallo di apporto in AISI 440C. Poiché il metallo riportato con
questo processo ha un grano molto fine e non è diluito con il materiale base, ci si può attendere un incremento della
tenacità, della resistenza alla corrosione e all’usura.
89
IIS Didattica
Introduzione alla
brasatura forte *
1 - Definizioni e principio
Con il termine brasatura si intende un
processo di unione dei materiali realizzato attraverso fusione del solo materiale d’apporto; tale unione è garantita
dai fenomeni della bagnatura e della
capillarità.
Essendo proprio la capillarità l’elemento
che distingue il campo della brasatura
propriamente detta da quello della saldobrasatura, si parla talvolta di brasatura
capillare.
Per definizione, la brasatura è detta forte
se la temperatura di fusione del materiale d’apporto è superiore a 450 °C,
rimanendo comunque al di sotto della
temperatura di fusione dei materiali da
unire. L’aggettivo forte è anche in relazione alle caratteristiche meccaniche
ottenibili con tale processo, le quali sono
generalmente elevate, in contrapposizione alle modeste caratteristiche meccaniche dei giunti realizzati attraverso la
brasatura dolce.
Affinché si realizzi la bagnatura del
materiale d’apporto liquido nei confronti
dei materiali base, è necessario che
questi ultimi si presentino puliti ed
esenti da ossidi, che gli stessi siano ad
una adeguata temperatura e che il materiale d’apporto (oltre ad avere un basso
punto di fusione) possieda una bassa
tensione superficiale.
*
La scelta del materiale d’apporto deve
inoltre essere fatta tenendo presenti la
qualità dei materiali base, le caratteristiche di esecuzione del processo e le esigenze tecniche del giunto brasato.
Se esistono le suddette condizioni affinché il materiale d’apporto liquido possa
infiltrarsi per capillarità tra i lembi da
unire, può verificarsi la diffusione per
adsorbimento del materiale brasante
liquido nel materiale base solido; al raffreddamento si attuano poi le condizioni
che portano all’unione delle parti, come
al rapprendersi di una sostanza cementante.
L’analisi micrografica dei giunti brasati
mostra che il collegamento fra metallo
base e d’apporto può realizzarsi sostanzialmente in tre modi:
1) Formazione di una soluzione solida
fra metallo base e d’apporto: la soluzione può interessare tutto lo spessore
del giunto brasato oppure soltanto la
zona di transizione fra i due metalli. Il
primo caso si verifica quando il
metallo d’apporto, liquido, ha una
capacità solvente molto attiva nei
riguardi del metallo base solido. Il
se c ondo cas o è più comune del
primo, dato anche che le brasature
vengono eseguite con rapidità notevole; la soluzione rimane localizzata
nella zona di transizione, con concentrazione progressivamente variabile
dei due metalli. La formazione di una
soluzione solida assicura di solito al
giunto buone caratteristiche meccaniche.
2) Formazione di uno o più composti
definiti: si costituiscono dei composti
definiti che si stratificano fra metallo
base e d’apporto e limitano a spessori
assai esigui le zone di transizione fra
questi composti e i metalli da unire;
per di più questi composti sono di
solito fragili e quindi le qualità meccaniche del giunto sono spesso assai
basse. È allora conveniente brasare
rapidamente per evitare o limitare la
formazione dei composti.
3) Ancoramento semplice per diffusione: la diffusione intergranulare del
metallo d’apporto liquido in quello
base solido costituisce, a solidificazione avvenuta, un legame meccanico che assicura un buon collegamento e una buona re si st e n z a
meccanica nel giunto.
Questi tre tipi di collegamento fra
metallo base e d’apporto possono anche
coesistere, con più o meno sensibile prevalenza di uno di essi.
2 - Processi di brasatura forte
2.1. Generalità
A differenza degli altri processi di saldatura, nella brasatura il riscaldamento
deve essere dolce e diffuso e portare
tutto il giunto alla temperatura di bagnatura.
I processi di brasatura si distinguono,
secondo le modalità di riscaldo, nei
seguenti:
• brasatura al cannello;
• brasatura in forno;
• brasatura ad induzione;
• brasatura a resistenza elettrica;
• brasatura ad immersione.
La scelta del processo dipende dal tipo
di materiale base, dalle dimensioni dei
Redazione a cura della Divisione FOR - Formazione e insegnamento dell’Istituto Italiano della Saldatura - Genova.
91
pezzi, dal ritmo di produzione richiesto,
dal livello di addestramento dell’operatore e dalla qualità desiderata.
2.2. Brasatura al cannello
Il riscaldamento di un giunto con una
fiamma, sia con torce manuali che con
bruciatori automatici, rappresenta il più
comune metodo di brasatura (Fig. 1). La
versione manuale di tale processo, effettuata da operatori addestrati, costituisce
la soluzione ideale per interventi di riparazione, per pezzi unici o per lavori di
piccola produzione; la versione automatica, utilizzando parecchi bruciatori, è in
grado di produrre diverse centinaia di
giunti brasati per ora.
2.2.1. Apparecchiatura
Per la brasatura al cannello si utilizzano
gli stessi cannelli e gas impiegati nel
taglio e nella saldatura alla fiamma; le
punte dei cannelli per brasatura hanno
tipicamente un diametro maggiore
rispetto a quelle dei cannelli per saldatura; la forma della punta dipende dal
gas combustibile.
Nel cannello ossi-gas, il gas combustibile e l’ossigeno fluiscono attraverso
tubazioni separate e si combinano in una
camera di miscelazione, quindi passano
attraverso la punta prima di dar luogo
alla combustione. Un tipico cannello
è l u ng o d a 3 0 a 6 0 c m e pe sa da 1 a
2.5 kg.
L’impugnatura è in ottone oppure in
alluminio ed acciaio inossidabile; le
punte sono in lega di rame.
La regolazione del flusso di gas consente di ottenere la fiamma voluta. Nei
cannelli ad alta pressione (con riferimento alla pressione del gas combustibile), i miscelatori ricevono il gas combustibile e l’ossigeno all’incirca alla
medesima pressione e producono una
fiamma neutra. Nei cannelli a bassa
pressione, i miscelatori ricevono ossigeno ad elevata pressione che determina
l’aspirazione del gas combustibile nella
camera di miscelazione. Le miscele più
utilizzate sono quella ossiacetilenica e
quella ossigeno-gas naturale; talvolta si
utilizza aria compressa al posto dell’ossigeno, con prestazioni inferiori in
termini di temperatura di fiamma e di
velocità di riscaldamento.
L’automatizzazione del processo può
essere effettuata muovendo l’assemblaggio oppure i cannelli. Tipicamente è l’as-
92
Figura 1 - Esempio di brasatura al cannello.
semblaggio che viene fatto avanzare, per
mezzo di nastri trasportatori o piattaforme girevoli, attraverso una o più stazioni di brasatura; ad ogni stazione, la
brasatura può essere realizzata manualmente o automaticamente. Anche l’alimentazione del flusso e del materiale
d’apporto può essere resa automatica.
2.2.2. Tecnica esecutiva
Nella brasatura manuale al cannello, il
giunto deve essere portato alla temperatura di bagnatura nel modo più uniforme
possibile e a tale scopo si deve utilizzare
non il dardo, ma il pennacchio della
fiamma.
La fiamma dovrà essere mossa "a scopa"
lungo tutto il giunto o almeno lungo
quella parte che si intende brasare contemporaneamente e, se le parti da unire
sono di diversa capacità termica, la
fiamma deve essere preferibilmente
diretta verso quella di capacità maggiore.
Il flusso decapante deve essere preferibilmente spalmato sui lembi da unire
prima dell’inizio del riscaldamento, in
modo che protegga il metallo base dall’ossidazione durante tutto il tempo in
cui questo si riscalda.
Il materiale d’apporto deve essere posto
a contatto con il giunto da brasare
quando questo ha raggiunto la giusta temperatura; questa può essere
determinata empiricamente dalla fusione dello
stesso metallo d’apporto
e dalla sua rapida diffusione nel giunto capillare; pos s ono a n c h e
servire allo scopo, per
operatori sperimentati, il
colore dei pezzi e
l’aspetto del flusso.
P er aiutare lo s c o r r imento del metallo d’apporto nel giunto si può
rapidamente percorrere il
giunto s tes s o c o n l a
fiamma quando e sso
viene alimentato con
metallo d’apporto, in
modo che questo risulti
attratto verso la zona più
calda e segua il rapido
spostarsi di essa.
Il metallo d’apporto è in
genere utilizzato sotto forma di una bacchetta avente diametro pari a 1 ÷ 3 volte
lo spessore dei pezzi da unire: la bacchetta non va scaldata direttamente, se
non per farle aderire, quando necessario,
un po’ di flusso, ad integrazione di
quello già spalmato sul giunto.
È invece poco raccomandabile predisporre foglietti, anellini o pezzettini di
materiale brasante sui pezzi, come si fa
negli altri processi di brasatura, in
quanto l’esposizione diretta alla fiamma
porterebbe facilmente alla fusione del
metallo d’apporto prima che il metallo
base sia completamente pervenuto alla
temperatura di bagnatura, con conseguente solo parziale brasatura del
giunto.
I giunti da brasare devono essere ben
puliti, specie da grasso, prima di essere
cosparsi di flusso; questo, alla fine, deve
essere rimosso dalle zone circostanti,
affinché non provochi corrosione.
2.3. Brasatura in forno
La brasatura in forno consente volumi di
produzione medio-alti per assemblaggi
auto-aggiustati e con materiali d’apporto
pre-posizionati. Gli operatori dispongono il materiale d’apporto nel giunto,
tipicamente sotto forma di fogli sottili o
di anelli, prima di inserire l’assemblaggio nel forno.
Confrontato con altri processi di brasatura, il costo di investimento del capitale
è in questo caso elevato, ma può essere
facilmente recuperato attraverso gli alti
volumi di produzione. Un altro possibile
vantaggio consiste nella possibilità di
unire parti che potrebbero risultare
distorte dal riscaldamento localizzato di
un cannello. Nel caso della brasatura in
forno, la preparazione del giunto è molto
critica, in quanto non è prevista l’osservazione o l’intervento da parte di un
operatore.
Fusione e flusso del
materiale d’apporto
Flusso
Materiale
d’apporto
Giunto brasato
Forno
Nastro
trasportatore
Figura 2 - Illustrazione dell’operazione di brasatura in forno.
I forni per brasatura possono essere di
due tipi fondamentali: a carica intermittente (o a funzionamento discontinuo)
ed a funzionamento continuo.
I primi sono dei normali fornetti per trattamenti termici, riscaldati a gas o elettricamente, a temperatura regolabile e controllabile; a volte sono dotati di mezzi
per produrre e controllare una speciale
atmosfera riducente, quando il tipo di
brasatura lo richiede; questi forni sono
però utilizzati per limitate produzioni o
allo scopo di studiare o sviluppare nuove
applicazioni.
Il tipo di forno impiegato invece normalmente ed ampiamente nell’industria per
brasature in serie è quello continuo. Esso
è essenzialmente costituito da:
• una camera di riscaldo, generalmente
dotata di elementi a resistenza elettrica che producono nell’ambiente
una opportuna e costante temperatura, regolata in funzione delle caratteristiche del metallo base e d’apporto; in questa camera avviene la
fusione e la diffusione capillare del
metallo d’apporto;
• u n a c a m e r a di raf f re ddame nt o,
spesso raffreddata ad acqua, nella
quale avviene la solidificazione della
lega brasante ed un conveniente raffreddamento del pezzo brasato;
• un convogliatore a catena, sul quale
viene caricato il pezzo da brasare,
opportunamente preparato e dotato
del materiale d’apporto; il convogliatore trasporta il pezzo ad una certa
velocità attraverso il forno, facendogli percorrere il previsto ciclo termico
di brasatura, e lo scarica infine dal
lato opposto; il funzionamento è così
continuo ed automatico. Il convogliatore a catena deve essere costituito da
materiale resistente al calore.
Qualche volta invece del convogliatore a catena il forno è dotato di un
piano a rulli rotanti: il sistema è preferito solo per la brasatura di pezzi di
notevole mole e peso (Fig. 2).
I forni per brasatura sono spesso ad
atmosfera controllata; questa precauzione è presa a vari scopi:
• impedire l’ossidazione delle superfici
da b ras are: l’os s idazione, che
potrebbe assumere aspetti assai gravi
dato il tempo di riscaldo alquanto
lungo richiesto dal forno, rende come
è noto la bagnatura difficile o solo
parziale;
• eliminare l’uso di flussi decapanti,
spesso di scarsa efficacia, specie
perché l’assorbimento o la reazione
con notevoli quantità di ossido può
renderli troppo vischiosi e di non
facile eliminazione dal giunto capillare da parte della lega brasante;
• garantire che il metallo d’apporto non
si alteri ad elevata temperatura e conservi intatte le sue qualità brasanti;
• eliminare la necessità di pulitura dei
pezzi dopo brasatura, come conseguenza dell’impiego dei flussi decapanti.
Dati i predetti scopi, l’atmosfera del
forno deve essere di tipo riducente,
capace cioè di ridurre qualsiasi strato di
ossido che possa esistere o formarsi
sulle superfici del pezzo e del metallo
d’apporto. L’atmosfera riducente può
essere ottenuta essenzialmente in due
modi:
• per cracking dell’ammoniaca;
• per combustione parziale di un gas
combustibile.
In relazione ad ogni specifico caso
applicativo, variando il rapporto gas-aria
si può regolare la composizione dell’atmosfera riducente: in particolare si può
regolare il suo potere riducente (in relazione alla diversa ossidabilità dei materiali) ed il suo potere decarburante, cioè
la sua tendenza a ridurre il tenore in carbonio degli acciai. Questa proprietà è
assai importante quando si devono
brasare pezzi di acciaio cementati
oppure a medio o alto tenore di carbonio, che non ammettono riduzione del
contenuto superficiale di carbonio da
parte di un’atmosfera decarburante del
forno di brasatura.
Il potere decarburante cresce al diminuire del rapporto gas-aria: variando
questo, si può ottenere quindi, per ogni
temperatura, l’atmosfera di equilibrio o
anche lievemente carburante, in relazione al contenuto superficiale di carbonio dell’acciaio.
Quando il forno è ad atmosfera controllata è bene che sia evitato ogni rientro
d’aria dall’esterno: a tale scopo si deve
non solo limitare al minimo l’apertura,
ma anche far arrivare il gas riducente a
pressione un po’ superiore a quella
atmosferica ed aspirare le dispersioni di
tale gas alle porte di ingresso e uscita del
forno.
Per i materiali che temono particolarmente l’ossidazione, può essere necessario creare un vuoto entro il forno.
I pezzi da brasare devono essere preventivamente aggiustati in modo da garantire i giusti giochi e l’esatta posizione dei
pezzi da unire durante le fasi di riscaldo
e di raffreddamento. Con questo processo è inoltre essenziale predisporre il
metallo d’apporto in forma opportuna
(filo, anello, foglietto, pasta, polvere o
altro ancora) in vicinanza o addirittura
entro il giunto, prima dell’ingresso in
forno.
93
Metallo d’apporto
Metallo d’apporto
Pinzatura di fermo
Figura 4 - Brasatura di un cappelletto ad un
tubo.
Figura 3 - Brasatura di una boccola e di un
perno ad una leva.
È bene altresì che i pezzi da brasare
siano studiati e disposti in modo da
sostenere il metallo d’apporto che, una
volta fluido, tende a scolare in basso ed
anche ad attraversare il giunto e fuoriuscire dalla parte opposta. È però evidente che una buona capillarità di collegamento favorirà il diffondersi del
metallo in tutte le direzioni e limiterà
pure notevolmente le possibilità di scolamento.
Nella Figura 3 è rappresentata l’applicazione di una boccola e di un perno su
una leva di acciaio dolce.
La boccola presenta un collarino d’appoggio ed è fissata in giusta posizione
dalla pinzatura (meccanica) di tre punti
del braccio di leva contro il suo corpo
cilindrico, dalla parte opposta del collarino. Il perno è fissato in posizione dalla
ribaditura dell’estremità, in modo da far
riscontro alla spalla di cui è dotato.
Intorno ai due elementi cilindrici da
brasare è disposto un anellino di rame.
Nella Figura 4 è rappresentata l’applicazione di un cappelletto ad un tubo: il
metallo d’apporto è predisposto fra i due
pezzi sotto forma di una rondella
premuta fra le due parti da unire.
Nei casi di brasatura sopra indicati il
giusto posizionamento dei pezzi è ottenuto grazie alla forma delle parti e
all’aggiustaggio obbligato dei pezzi
stessi. Quando ciò non sia possibile o
comodo si ricorre a montaggi fissatori:
94
ques ti devono
essere di materiale resistente al
calore e costituiti
in modo da non
influenzare sensibilmente la uniforme ripartizione del
calore lungo il giunto, sia per diffusione
termica che per irraggiamento.
Il pezzo da brasare, preparato ed eventualmente fissato nel suo montaggio,
viene disposto sul convogliatore e da
questo trasportato nel forno a velocità
tale da consentire il raggiungimento
della temperatura prescritta.
2.4. Brasatura ad induzione
La brasatura ad induzione sfrutta quale
mezzo di riscaldamento gli effetti dell’induzione elettromagnetica.
Una corrente elettrica alternata, a bassa
tensione e ad alta frequenza, viene fatta
passare in una bobina che avvolge il
pezzo da riscaldare; tale corrente crea un
campo magnetico che induce nel metallo
post o e ntro di
esso delle correnti
indotte, le quali
pe r re si stenza
elettrica riscaldano il materiale.
Il c a l ore cos ì
ge ne ra t o può
fondere il materiale d’apporto
pre-posizionato.
Il riscaldamento è
localizzato sulle
superfici delle
parti da unire o
poco al di sotto di
esse, il che rap-
pres enta un vantaggio quand o si
debbano unire componenti dove non
siano ammesse alterazioni metallurgiche
o quando debbano essere minimizzate o
impedite le distorsioni. La brasatura ad
induzione avviene quasi sempre in aria.
La forma delle bobine disponibili commercialmente limita l’applicazione di
questo processo, rendendo talvolta la
brasatura in forno più economica per
assemblaggi complessi. L’accostamento
delle parti deve essere, nella brasatura ad
induzione, molto accurato.
Per produrre le correnti ad elevata frequenza necessarie per la brasatura ad
induzione si possono utilizzare diversi
tipi di generatori, ciascuno dei quali è
caratterizzato dall’intervallo di frequenza a cui può operare (da pochi kHz
a diverse centinaia di kHz).
L’organo cui è affidato il compito di
riscaldare il pezzo da brasare è l’avvolgimento induttore, in cui circola la cor-
Figura 5 - Brasatura di elementi tubolari con
avvolgimento esterno.
Figura 6 - Avvolgimento rettangolare.
rente ad alta frequenza prodotta dal
generatore.
L’avvolgimento induttore è comunemente costituito da tubi di rame raffreddati ad acqua; esso deve avere forma tale
da riscaldare entrambe le superfici da
brasare nel modo più uniforme; può
essere sia monospira che plurispire,
secondo l’intensità e l’ampiezza del
campo magnetico che si vuol ottenere.
Per i pezzi a forma tubolare sono assai
usati gli avvolgimenti cilindrici esterni
(Fig. 5); a volte però, specie per non provocare surriscaldamenti di parti esterne
o del metallo d’apporto rispetto a quello
base, si usano avvolgimenti interni.
Allo scopo di adattarsi il meglio possibile alla forma dei pezzi, per riscaldare
il giunto in modo uniforme e disperdere
i l m e n o p o s s i b i l e e n e rg i a , a v o l t e
gli avvolgimenti si fanno rettangolari
(Fig. 6), triangolari, conici o anche a
spirale (Fig. 7); qualche volta si usano
anche delle piastre forate (Fig. 8) entro i
Figura 8 - Piastra forata per brasatura ad
induzione.
Figura 7 - Avvolgimento a spirale.
cui fori si dispongono i pezzi da
brasare.
Per lavorazioni di grande serie di pezzi
può essere conveniente studiare macchine automatiche dotate di testa rotante
a più stazioni di lavoro, in modo che
l’operatore compia solo le operazioni di
carico e scarico dei pezzi, mentre questi
passano poi automaticamente, e per
tempo ben controllato, attraverso tutto il
ciclo di brasatura.
La brasatura ad induzione è un processo
assai rapido: bastano da pochi decimi di
secondo a qualche secondo per portare il
giunto alla temperatura di bagnatura.
Data la sua rapidità, essa richiede un’accurata preparazione del pezzo: il gioco
capillare del giunto deve essere garantito
con buona precisione; il flusso, quando
necessario, deve
essere
nella
minima quantità
occorrente per
compiere le sue
funzioni, affinché
non
rimanga
intrappolato nel
giunto; il materiale d’apporto
dovrà
es s ere
opportunamente
de posto
s ul
pe z z o, in modo
che sia attratto
facilmente dalla
capillarità del
giunto e non
subisca possibil-
mente l’azione riscaldante diretta dell’induttore. Questa circostanza è molto
importante in quanto, se il metallo d’apporto fondesse prima che tutto il giunto
fosse portato alla giusta temperatura, la
bagnatura risulterebbe incompleta
oppure il metallo d’apporto andrebbe
disperso. È buona regola perciò disporre
e sagomare l’avvolgimento induttore in
modo che i punti più lontani del giunto
da brasare siano riscaldati per primi o un
po’ più rapidamente.
2.5. Brasatura a resistenza
La brasatura a resistenza elettrica
(Fig. 9) sfrutta quale mezzo di riscaldamento la resistenza offerta dai pezzi da
unire, o dagli elettrodi con cui i pezzi
vengono messi a contatto, al passaggio
di una corrente elettrica attraverso di
essi.
Figura 9 - Brasatura a resistenza.
95
Gli apparecchi utilizzabili per la brasatura a resistenza si possono ripartire in
due grandi categorie, a seconda del principio di riscaldamento messo in atto:
• riscaldamento prodotto essenzialmente dalle resistenze di contatto fra i
due pezzi da unire;
• riscaldamento del giunto per conduttività termica, sfruttando il calore
prodotto dalla resistenza degli elettrodi a contatto con i pezzi.
Il primo metodo richiama assai da vicino
i principi e le modalità della saldatura
autogena a resistenza; si utilizzano gli
stessi tipi di macchine, ma con pressioni
più basse e tempi più lunghi. I pezzi da
brasare sono stretti fra gli elettrodi e fra
di essi è disposto un sottile strato di
metallo d’apporto a punto di fusione più
basso di quello dei pezzi da unire;
quando si fa passare corrente, il calore
sviluppato nella zona di giunzione
provoca la fusione preventiva del metallo
d’apporto e quindi la brasatura delle due
superfici affacciate. Gli elettrodi possono
essere di rame incrudito o meglio di lega
rame-cromo o rame-tungsteno. La testa
di lavoro, a seconda dell’ampiezza della
superficie da brasare, può essere dotata
di elettrodi analoghi a quelli usati per la
saldatura a punti o di piastre simili a
quelle per la saldatura a rilievi; tale testa
può essere di tipo fisso o a pinze.
Il secondo metodo, che sfrutta essenzialmente il calore prodotto dagli elettrodi,
comporta l’impiego di elettrodi di forte
resistività: di solito si tratta di elettrodi
di carbone o di grafite; essi richiedono
mediamente una densità di corrente di
2 A/mm² nella superficie di contatto col
pezzo, per raggiungere nel tempo e
modo migliori la temperatura di brasatura. Il tempo è alquanto più lungo che
nel caso precedente e variabile, secondo
i lavori, da 2 a 60 secondi.
Di solito si impiega corrente alternata,
perché più economica; il trasformatore
deve avere una tensione secondaria fra
4 e 8 volt e una potenza comparata
all’importanza del lavoro da compiere.
Generalmente gli elettrodi vengono
messi a contatto su ambedue le facce del
giunto, in modo che questo, preso e
stretto fra gli elettrodi stessi, diventi
parte integrante del circuito elettrico:
qualche volta però, per necessità operative, si pongono entrambi gli elettrodi
dalla stessa parte o anche si usa un unico
96
elettrodo di riscaldo, cui pervengono gli estremi del circuito elettrico; il pezzo non è allora attraversato dalla corrente e viene
riscaldato unicamente per conduzione termica.
Il metodo a resistenza di contatto
è pi ù usa to, più rapido e dà
migliori risultati di quello con
elettrodi di carbone; non bisogna
però pretendere da esso eccellenza di qualità meccaniche, che
spesso sono appena sufficienti a
garantire l’unione delle parti;
ottime invece possono risultare le
caratteristiche elettriche del
giunto e perciò questo processo è
alquanto usato per la brasatura di
contatti elettrici, di cavi e di altri piccoli
oggetti conduttori di corrente, generalmente di rame o sue leghe, ed anche per
giunti eterogenei. La lega brasante,
generalmente sotto forma di un sottile
foglietto o anche metallizzata su una
delle superfici, è predisposta fra le parti
da unire; è da evitare l’uso di flussi che
rendono difficile l’operazione e originano facilmente difetti. La brasatura a
resistenza con elettrodi di carbone, a
causa di surriscaldamenti superficiali,
richiede sempre l’uso di leghe brasanti a
temperatura molto bassa; solo il rame,
data la sua elevata conduttività termica,
può consentire l’uso di leghe a punto di
fusione anche più elevato. I flussi decapanti devono essere per quanto possibile
evitati. Un caso in cui la brasatura a resistenza con elettrodi di carbone è particolarmente indicata è quello dell’unione di
un pezzo di forte capacità termica con un
altro di capacità termica molto piccola:
in tal caso si applicano gli elettrodi solo
sul pezzo spesso, mentre quello leggero
è riscaldato, per conduzione termica, dal
primo.
2.6. Brasatura ad immersione
Il processo di brasatura ad immersione
(Fig. 10) può essere ottenuto in due
modi:
• immergendo i pezzi da brasare in un
bagno di sali fusi, alla temperatura di
bagnatura;
• immergendo i pezzi da brasare in un
bagno di lega brasante.
Nel primo caso il metallo d’apporto
viene predisposto sui pezzi ed è attratto
Figura 10 - Una fase della brasatura ad
immersione.
capillarmente nel giunto quando questo
è immerso nel bagno di sali.
Questi sono in genere dei cloruri o dei
cianuri e servono per le brasature a
media temperatura.
Se i pezzi sono di notevole capacità
termica, allo scopo di evitare una prematura fusione della lega d’apporto, è bene
preriscaldare i pezzi o con un bagno a
più bassa temperatura o procedendo con
un’immersione graduale.
I flus s i decapanti pos s ono e sse r e
cosparsi sui pezzi quando necessario; i
bagni a base di cianuri hanno però essi
stessi una buona e spesso sufficiente
azione protettrice e decapante.
Il tempo di immersione in genere sta fra
1 e 2 minuti, ma è bene sia determinato
sperimentalmente caso per caso.
Largo impiego di questo processo si fa,
ad esempio, per la brasatura di pezzi
meccanici di larga serie in acciaio e
ghisa malleabile per cicli e motocicli.
Il secondo processo ad immersione si
ottiene immergendo il giunto da brasare
in un bagno di lega brasante, tenuto a
temperatura di brasatura; sul bagno
metallico galleggia uno strato di flusso
decapante che, quando si immergono i
pezzi, penetra nel giunto per primo ed è
poi spinto fuori dal metallo d’apporto
fuso; estratto il giunto dal bagno, lo si
raffredda in aria; il metallo d’apporto
solidifica e collega le parti. Un energico
lavaggio, eventualmente in opportuna
soluzione, elimina infine i residui di
flusso.
O così...
... o così!
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Scienza
e
Tecnica
D.M. 14 Gennaio 2008 “Norme tecniche per le costruzioni”:
le principali innovazioni rispetto al D.M. 9 Gennaio 1996,
con particolare riferimento alle strutture in acciaio e alle
giunzioni saldate
Nell’ambito delle strutture in acciaio
nelle quali viene utilizzata la saldatura
come tecnologia di giunzione, l’emanazione delle “Norme tecniche per le
costruzioni” (D.M. 14 Gennaio 2008,
pubblicato sulla G.U. n° 29 del 4 Febbraio 2008) ha determinato modifiche
significative alle prescrizioni della
norma precedente (D.M. 9 Gennaio
1996, nel caso non sia considerato il
breve “interregno” del D.M. 14 Settembre 2005). Le procedure di verifica e
dimensionamento vengono uniformate a
quelle indicate dalla norma UNI EN
1993 (Eurocodice 3), in accordo al
generale indirizzo di sostituzione delle
norme nazionali (la CNR UNI 10011 è
stata ritirata senza sostituzione nel
Settembre 2004, dopo aver costituito,
per quasi vent’anni, il riferimento principale per più di una generazione di
ingegneri civili).
N e l s e g u i t o v e n g o n o b re v e m e n t e
discussi, con riferimento alle nuove prescrizioni, alcuni aspetti ritenuti di particolare interesse.
La nuova norma segna il superamento
pressoché definitivo
del metodo delle “tensioni ammissibili”.
L’ a d o z i o n e d i t a l e
approccio, tuttavia,
è ancor a am m es s a
(Par. 2.7) per strutture
ordinarie di limitata
importanza, purché
edificate in Zona 4
secondo l’attuale
zonizzazione sismica
(la Zona 4 comprende
i siti considerati “non
sismici” secondo la
precedente zonizzazione, indicata nel
D.M. 16 Gennaio 1996).
Per saldature a piena penetrazione
(testa a testa o di testa “a T”) viene eliminata la distinzione in giunzioni di
prima e seconda classe, con riferimento
alla severità dei criteri di accettabilità
di eventuali imperfezioni (Cap. 4). Non è
più necessario, di conseguenza, verificare il corretto dimensionamento di
giunzioni saldate a piena penetrazione,
dal momento che la loro resistenza viene
considerata almeno pari alla più debole
99
Scienza e Tecnica
delle parti collegate (purché il procedimento di saldatura sia adeguatamente
qualificato).
Per giunzioni saldate a cordone d’angolo e a parziale penetrazione, la norma
“recupera” integralmente la procedura
di verifica proposta nel D.M. 9 Gennaio
1996 e nella CNR UNI 10011 (che utilizza il particolare dominio di sicurezza
noto come “sfera mozza”). Per tenere in
considerazione l’impiego sempre più
frequente di acciai con carico unitario
di snervamento medio-alto, la procedura viene estesa ai gradi S420 e S460
(nelle norme precedenti non si andava
oltre il grado Fe 510, oggi S355).
Rispetto al passato sono nettamente più
articolate le prescrizioni previste per la
f a b b r ic a z io n e d i s t rut t ure sal dat e
(Par. 11.3). Vengono in particolare indicati i riferimenti normativi da utilizzare
per la qualifica dei procedimenti, degli
operatori di saldatura e degli operatori
CND. Deve essere sottolineato, in
quest’ambito, che alcune tra le norme
citate sono state recentemente modificate o sostituite da altre di differente
denominazione.
Sempre con riferimento alle prescrizioni
di fabbricazione, la norma UNI EN ISO
5817, il cui utilizzo è ormai generaliz-
100 Riv. Ital. Saldatura - n. 1 - Gennaio / Febbraio 2010
zato in molti ambiti industriali differenti,
viene adottata per la definizione dei
criteri di accettabilità (più severi per
strutture sollecitate a fatica). Di particolare interesse sono le prescrizioni nell’ambito della certificazione di qualità,
sulla base delle indicazioni della
UNI EN ISO 3834. L’applicazione di tali
criteri è cogente, per quanto vengano
previsti differenti livelli in relazione alla
criticità delle strutture realizzate e alla
natura del materiale impiegato.
È infine opportuno dedicare un cenno
conclusivo alle procedure di verifica
previste per gli elementi strutturali sollecitati da azioni sismiche (Par. 3.2 e
Cap. 7). In quest’ambito, infatti, gli ele-
menti di innovazione rispetto alla norma
precedente sono di notevole rilievo.
In coerenza con il superamento dell’approccio delle tensioni ammissibili, nelle
verifiche allo stato limite ultimo viene
ammessa la possibilità che gli elementi
strutturali superino localmente il limite
elastico con la formazione di “cerniere
plastiche”. Nella definizione delle azioni
sismiche lo “spettro di risposta” elastico viene pertanto opportunamente
ridotto mediante opportuni “coefficienti
di smorzamento”, in modo tale da considerare correttamente la capacità del
materiale di manifestare deformazioni
plastiche ed evitare, quindi, una verifica
eccessivamente cautelativa. Naturalmente ogni elemento strutturale deve
essere effettivamente in grado, nella
realtà, di evidenziare un comportamento
sufficientemente “duttile”: in tale contesto, particolare attenzione va posta a
tipologia e dimensioni delle giunzioni
saldate, tipicamente presenti nelle posizioni in cui è prevista la formazione
delle cerniere plastiche.
Dott. Ing. Gian Luigi Cosso
Responsabile Settore Ingegneria
Calcolo Progettazione
Divisione Ingegneria IIS
Organizzato da:
precious water
In collaborazione con:
Salon of Gas Transport
and Distribution
Ferrara, Italia
19-21 maggio 2010
X MOSTRA INTERNAZIONALE
delle tecnologie per il trattamento
e la distribuzione dell’acqua potabile
e il trattamento delle acque reflue
Pubblicazioni IIS
Tecnologia della saldatura
Indice
Capitolo 1. SALDATURA ROBOTIZZATA: Generalità; Architetture robot:
Sistemi di programmazione delle unità robot; Principali caratteristiche dei
sensori per la saldatura robotizzata (sistemi a contatto, sensori con sistemi
di visione, sensori laser, altri tipi di sensori non a contatto, considerazioni
conclusive su sensori); Applicazioni di saldatura (saldatura ad arco, saldatura a resistenza, saldatura laser).
Capitolo 2. FRICTION STIR WELDING: Introduzione; Il processo Friction
Stir Welding (principio, aspetti operativi, materiali saldabili, caratteristiche
metallurgiche del processo, caratteristiche meccaniche e difettologia,
settori industriali di applicazione); La saldatura FSW degli acciai (la saldatura FSW di leghe dissimili); L’utensile (la spalla (shoulder), il pin).
Capitolo 3. INCOLLAGGIO: Classificazione (classificazione in base al meccanismo di indurimento, classificazione in base alle proprietà in esercizio,
classificazione in base alla performance); Confronto fra incollaggio e
sistemi di giunzione tradizionali (vantaggi dell’uso di adesivi, limiti delle
giunzioni incollate); Principi generali della tecnologia dell’incollaggio (preparazione delle superfici, distribuzione delle sollecitazioni e geometria dei
giunti); Adesivi poliuretanici ed epossidici (adesivi poliuretanici, adesivi
epossidici); Conclusioni.
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IIS News
Comitato Direttivo
Il Comitato Direttivo dell’Istituto, congiuntamente al Collegio dei Revisori dei
Conti, si è riunito a Genova presso la
sede dell’IIS il giorno 21 Dicembre
2009; la riunione è stata presieduta dal
Presidente dell'Istituto Dott. Ing. Ferruccio Bressani.
Il Segretario Generale, Ing. Scasso, su
invito del Presidente, ha fornito al Comitato il preconsuntivo di Bilancio per
l’anno 2009, illustrando inoltre i dati
relativi all’andamento della liquidità nell’esercizio 2009, la situazione dei crediti
scaduti verso clienti e gli investimenti in
immobilizzazioni, nonché il numero e la
ripartizione dei dipendenti in organico
ed ha in ultimo presentato il Preventivo
di Bilancio per l’esercizio 2010.
Il Comitato Direttivo ha preso atto con
soddisfazione di quanto emerso dalla
documentazione presentata ed ha approvato il Preventivo di Bilancio per l’esercizio 2010.
Scasso ha quindi illustrato attività e
schemi riguardanti la ristrutturazione e
la riorganizzazione dell’Istituto ed ha
presentato l’ultima revisione del docum e n to “ S tr u ttu ra Organi zzat i v a e
Responsabilità”, in cui sono rappresentati i cambiamenti organizzativi previsti
per il 2010.
È stata poi illustrata la lista dei documenti di “governance”, suddivisi in
disposizioni organizzative, procedure e
comunicazioni di servizio, nonché una
breve relazione sui progressi realizzati
nella messa a punto del Sistema di
Gestione Integrato. Infine è stato presentato un resoconto riguardante le
implementazioni realizzate nel settore
dell’informatica e, più in generale, delle
comunicazioni e quelle in programma di
realizzazione.
soddisfazione.
Scasso ha presentato poi il documento
QUA 027R “Commissione di Certificazione dell’ Istituto Italiano della Saldatura - Regole di funzionamento”, in cui è
stato introdotto un nuovo punto “Modalità di conduzione del riesame sull’imparzialità”.
Il Comitato Direttivo approva il contenuto del nuovo punto.
Il Presidente, Ing. Bressani, ha introdotto il tema della partizione dell’Istituto, che prevede il trasferimento delle
attività di certificazione e di “service” a
due società di capitale possedute dall’Istituto stesso.
Il Comitato Direttivo ha deciso di costituire un Gruppo di Lavoro incaricato di
elaborare, sull’argomento, un documento propositivo da sottoporre per
approvazione al Consiglio Generale.
Scasso ha illustrato una proposta per
l’acquisto di una nuova sede dell’Ufficio
Regionale di Taranto. Dopo approfondita discussione il Comitato Direttivo,
riconosciuta l’esigenza dell’acquisto,
incarica il Presidente, coadiuvato dal
Segretario Generale, di gestire il processo di acquisizione.
Il Comitato ha quindi esaminato la
situazione delle associazioni all’Istituto
dal 7 Ottobre al 21 Dicembre 2009 decidendo di accogliere 1 nuova richiesta di
associazione a Socio individuale e le
dimissioni di 1 Socio individuale.
A fronte del Calendario delle Manifestazioni Tecniche programmate dall’Istituto nel secondo semestre del 2009, il
Comitato Direttivo ha preso atto con
soddisfazione del significativo successo
riscosso dalle manifestazioni svoltesi.
Per quanto riguarda le pubblicazioni
dell’Istituto è stato rilevato che, per
quanto riguarda la Rivista Italiana della
Saldatura, sono stati pubblicati 44 articoli tecnico-scientifici e 59 rubriche
d’informazione; nel contempo sono stati
pubblicati 4 nuovi testi, fra cui uno dedicato al controllo radiografico ed uno
dedicato alla saldatura dello zirconio.
soddisfazione.
Scasso ha quindi relazionato circa il
programma delle attività relative all’Ufficio della Regione Lombardia presso
cui sono previsti, per il 2010, rilevanti
lavori di assetto logistico e sulla situazione dei lavori di sistemazione della
palazzina adiacente all’Istituto, che
ospiterà la Divisione Certificazione.
Infine Scasso ha presentato un progetto
per l’installazione, sul tetto della Sede
dell’Istituto a Genova, di una pala
eolica che potrebbe confermare, dopo la
realizzazione dell’impianto fotovoltaico,
l’immagine ecologica dell’Istituto.
Il Comitato Direttivo ha approvato.
Progetti Europei di Formazione
Professionale in cui è coinvolto l’IIS
Da alcuni mesi l’IIS è coinvolto insieme
ad altri Partner nello svolgimento dei
seguenti Progetti di Formazione Professionale, facenti parte del Programma di
Formazione Europea “Leonardo da
Vinci”:
Riv. Ital. Saldatura - n. 1 - Gennaio / Febbraio 2010 103
IIS News
EU-JoinTraining
1) Motivazioni alla base dell’esecuzione del progetto
L’addestramento e la qualificazione del
personale in taluni settori delle tecniche
di giunzione, come quelli dei materiali
plastici, sono attualmente effettuati in
ogni Paese europeo a livello nazionale.
I sistemi implementati in ciascun Paese
differiscono alquanto gli uni dagli altri,
poiché alcuni Paesi sono tecnologicamente più avanzati in confronto ad altri.
Ciò porta ad evidenziare delle differenze
talora importanti tra settori industriali
operanti nelle stesse aree tecnologiche a
livello europeo.
Tale situazione risulta essere svantaggiosa nel mercato competitivo dei nostri
giorni, creando delle barriere alla mobilità delle figure professionali in Europa;
essa inoltre vanifica non soltanto la
m o b i l i t à d i u n n u m e ro e l e v a t o d i
persone qualificate, ma anche lo sviluppo delle aree tecnologiche prima
citate.
Gli aspetti prima descritti mettono in
luce quanto sia importante implementare un sistema di corsi armonizzati per
l’addestramento e la qualificazione
nelle aree delle tecniche di giunzione
indicate in precedenza, che possiedono
differenti specificità per i vari settori
industriali, come ad esempio la distribuzione in reti di gas e di altri fluidi,
oppure per applicazioni domestiche.
Tali settori stanno diventando cruciali
nello sviluppo di nuove strutture e componenti assemblati e mettono in risalto
la necessità di adattamento dei processi
tradizionali alle nuove tecnologie e ai
relativi corsi di formazione.
2) Finalità del progetto
Nell’intento di ampliare l’implementazione delle direttive tecniche comunitarie, lo scopo principale del presente progetto è quello di adattare e promuovere
un sistema di qualificazione professionale armonizzata basata sulle linee
guida dell’EWF (Federazione Europea
della Saldatura) nell’area della giunzione delle materie plastiche.
Al momento attuale le industrie operanti
in questo settore presentano una crescita
annua dell’ordine del 15%, il che mette
in luce chiaramente la necessità di
disporre di un sistema di qualificazione
comune, efficacemente implementato. Il
progetto, pertanto, intende promuovere
la qualificazione in quest’area sviluppando una linea guida di addestramento
comune ed organizzando dei corsi di
addestramento pilota in ogni Paese
membro del Consorzio.
Il Partenariato è costituito da Organizzazioni appartenenti a 5 diversi Paesi
europei ed ha sufficienti capacità ed
esperienza per sviluppare linee guida
comuni che saranno successivamente
finalizzate ad attività di tipo addestrativo.
I Membri del Consorzio sono: l’Associazione Romena di Saldatura, l’Associazione Ceca di Saldatura, l’SLV di Duisburg (Centro di Addes tr am ento e
Formazione del DVS - Istituto della Saldatura tedesco), l’EWF (Federazione
Europea della Saldatura), l’ISQ (Instituto de Soldadura e Qualidade) e l’IIS
(Istituto Italiano della Saldatura).
Distoolweld
1) Motivazioni alla base dell’esecuzione del progetto
L’industria europea della costruzione di
prodotti saldati impiega più di 1.9
milioni di addetti legati in maniera
diretta o indiretta alla saldatura. La
tecnica di saldatura è il metodo di fabbricazione più importante utilizzato per
le operazioni di assemblaggio. Una
rottura in saldatura può portare a conseguenze disastrose. Gli sforzi per garantire che la saldatura è stata eseguita con
un livello di qualità adeguato appare
evidente dalla quantità di norme esistenti in questo settore, che includono al
loro interno norme per la qualificazione
e la certificazione delle figure professionali (EN 287 per i saldatori e EN ISO
14731 per i coordinatori di saldatura).
Il settore della saldatura ha visto diminuire nell’ultimo decennio il numero di
persone giovani che intraprendono
questa professione. Anche l’attività di
riqualificazione delle figure professionali in questa area è andata diminuendo.
Tale tendenza si ritiene sia legata al
concetto delle 3 D “Dirty, Dangerous,
Dusty” (sporca, pericolosa, polverosa)
associato alla tecnologia di saldatura.
La comunità internazionale sta attualmente portando avanti una campagna di
marketing per cambiare questo punto di
vista: l’Associazione Americana di Saldat ura AWS ha re aliz z ato il video
“Welding is so hot, it is cool”; l’EWF ha
coniato lo slogan “Welding cool, clean
and clever”, con l’intento di incrementare l’interesse dei più giovani per le
attività professionali di saldatura. Valutazioni effettuate dall’Istituto Interna-
zionale della Saldatura (IIW) indicano
che il numero di richiedenti le attività di
addestramento e qualificazione potrebbe
aumentare se le sessioni di addestramento non prevedessero dei pesanti
corsi “in aula”. L’insegnamento a
distanza (Distance Learning) è un modo
per raggiungere quelle persone che non
possono frequentare i corsi tradizionali
in aula.
2) Finalità del progetto
Obiettivo di questo progetto è quello di
rendere disponibile uno strumento di
addestramento che sia utile per andare
incontro alle necessità dei discenti.
Il progetto farà tesoro dell’esperienza e
delle conoscenze acquisite dal membro
tedesco dell’EWF (SLV) che ha già
implementato dei corsi di formazione a
distanza e sviluppato del materiale interessante di tipo “user friendly”.
Questa proposta intende avvantaggiarsi
di un DVD interattivo per i corsi di
addestramento per Welding Engineer e
trasferirlo agli altri 4 paesi Membri del
Consorzio: Romania, Italia, Portogallo
e Polonia, in maniera tale che anch’essi
possano beneficiare di tale conoscenza.
Il partenariato è costituito dagli Istituti
della saldatura di quei paesi che possiedono delle forti conoscenze e competenze nell’addestramento e qualificazione nel settore; tuttavia vi sono delle
differenze nelle realtà educative/formative e nelle necessità.
Pertanto, l’SLV trasferirà la sua esperienza nello sviluppo e l’utilizzo di materiali addestrativi agli altri membri del
Consorzio, che avranno la responsabilità di tradurre e adattare il DVD originale.
L’EWF agirà come coordinatore del
progetto, in quanto ha una considerevole esperienza nel gestire tale tipo di
azione ma, ancora più importante sarà
la sua rete di Membri operanti nel
settore dell’addestramento e la qualificazione del Personale, che copre 29
Paesi europei ed extraeuropei e che
risulterà essenziale nella implementazione e nella disseminazione dei risultati
del progetto.
Il progetto mira a supportare la traduzione e l’implementazione del materiale
addestrativo per l’insegnamento a
distanza per International Welding
Engineer, in accordo al sistema di qualificazione dell’EWF dei Coordinatori
di saldatura (norme EN ISO 14731 e
EN ISO 3834).
International Institute of
European
Welding Federation
Notizie
IIW-EWF Notizie
IIW-EWF Notizie
IIW-EWF Notizie
IIW-EWF Notizie
Dalle
Aziende
Da Esab Saldatura la nuova
soluzione “2 in 1” per la sicurezza
del saldatore
ESAB Saldatura, azienda di primo piano
nella produzione di consumabili e
impianti per saldatura, presenta un
nuovo tipo di adattatore per elmetto
rigido che consentirà all’operatore di
risparmiare tempo e diminuire le difficoltà nel cambiare abbigliamento di saldatura per affrontare differenti situazioni di lavoro.
L’adattatore per elmetto rigido è stato
progettato per ambienti di lavoro dove i
saldatori abbiano la necessità di usare
sia un elmetto rigido di sicurezza che la
maschera di saldatura. L’adattatore è
ideale nei cantieri navali o nei cantieri
civili dove diventava un problema l’utilizzo simultaneo della maschera di saldatura insieme all’elmetto rigido obbligatorio per il rischio di caduta oggetti.
Ora, piuttosto che portarsi dietro due
elmetti, l’adattatore per elmetto rigido
viene semplicemente attaccato alla
maschera per saldatura New-Tech, dopo
la rimozione dell’ imbracatura interna
per la testa, in pochi secondi. Per un’ulteriore sicurezza per l’utilizzatore non è
necessario togliersi l’elmetto rigido per
poter applicare o sganciare l’adattatore.
Questa operazione può essere compiuta
anche indossando guanti pesanti di protezione. Per una totale flessibilità d’uso
l’adattatore per elmetto può essere utilizzato con tutte le maschere di saldatura auto-oscuranti della serie NewTech, dotate di tecnologie di ultima
generazione sviluppate da ESAB. Tutti i
4 modelli della gamma New-Tech sono
leggerissimi e bilanciati per garantire
massimo comfort, un ampio campo
visivo e protezione per collo, orecchie e
viso.
L’area davanti alla bocca è larga garantendo così un buon flusso d’aria - questa
caratteristica assicura il non ristagno di
monossido di carbonio.
Per personalizzazioni o per questioni di
corporate aziendali gli elmetti rigidi
sono disponibili in diversi colori: giallo,
bianco, blu, verde e rosso.
Per ordinare in maniera più semplice
possibile e corretta la maschera di saldatura e l’adattatore, ESAB ha diviso
l’operazione in tre semplici passaggi.
Primo: selezionare la maschera NewTech desiderata. Nel secondo passo utilizzare il numero che appare a fianco per
scegliere l’adattatore corretto e infine
selezionare il colore dell’elmetto desiderato.
ESAB Saldatura SpA
Via Mattei, 24 - 20010 Mesero (MI)
Tel. 02 979681 - Fax 02 97289300
www.esab.it
Dalle Aziende
Formazione in ambiente virtuale Come risparmiare risorse per la
formazione dei futuri saldatori
Per iniziare o tornare a praticare la prof essi o n e d i s a ld a tore è ne c e ssari o
seguire molte ore di esercitazioni pratiche, per acquisire le abilità manuali
necessarie per utilizzare la torcia. Prima
di raggiungere i risultati di saldatura
della qualità richiesta, si consumano
notevoli quantità di corrente, gas,
lamiere, materiale di fusione e altre
risorse economiche. Fronius si è resa
conto della necessità di impiegare
metodi didattici efficienti e non inquinanti e ha sviluppato una valida alternativa: Virtual Welding. La postazione di
lavoro per la formazione dei futuri saldatori è ora costituita da una torcia e un
pezzo da lavorare, riprodotti sulla base
di un modello, più un PC e uno schermo.
Sia l’arco voltaico sia il giunto saldato e
il rumore generato durante la sua realizzazione sono virtuali. In questo modo si
riduce considerevolmente l’ingente
consumo di materiali che caratterizza le
esercitazioni tradizionali con attrezzature di saldatura vere e proprie. Il prodotto sarà disponibile sul mercato a
partire da Marzo 2010.
Un sistema di rilevamento magnetico
trasferisce i movimenti della mano
nell’ambiente virtuale, visualizzandoli
sullo schermo o negli occhiali 3D. Un
sensore aggiuntivo posizionato sul casco
per saldatura consente una visione realistica dell’operazione di saldatura.
A seconda dei parametri di saldatura,
liberamente impostabili, viene simulato
efficacemente l’aspetto tipico di svariate
saldature e si può perfino sentire in
tempo reale il rumore tipico della saldatura. L’allievo risponde con i movimenti
della mano e sviluppa il senso della tensione e dell’intensità di corrente. Dopo
un corso di 120 ore di esercitazione con
Virtual Welding, il novello saldatore
raggiunge risultati concreti. Il fabbisogno di risorse materiali si riduce di un
quarto rispetto ai corsi di formazione
convenzionali e l’immagine della professione di saldatore guadagna interesse
soprattutto tra i candidati ai corsi di formazione più giovani. La connettività di
rete del prodotto consente di aprire le
porte dell’“aula di esercitazione” anche
al vastissimo World Wide Web. Condizioni del team configurabili tra i membri
dei gruppi collegati in rete e valutazioni
oggettive costanti stimolano la motivazione e l’attitudine al rendimento.
L’“officina didattica” virtuale, impiegabile in qualsiasi settore e per qualsiasi
marchio, può essere trasportata in un
trolley o essere costituita da un terminale che richiede una superficie di
appoggio inferiore a 1 m2.
Il modello didattico comprende una
sequenza formativa e una di simulazione. Nella sequenza formativa il principiante si esercita a essere veloce nella
guida della torcia. L’organizzazione dei
vari livelli comprende esercitazioni per
imparare la distanza ottimale e l’angolazione corretta tra torcia e pezzo da
lavorare. Grazie a moduli e parametri
impostabili, Virtual Welding simula svariate condizioni di processo. I progressi
sono documentabili e valutabili singolarmente.
All’occorrenza, l’utente può ricevere
anche moduli di aggiornamento e adattamenti specifici per i clienti.
FRONIUS
Via Monte Pasubio, 137 - 36010 Zanè (VI)
Tel. 0445 804444 / 0362 545564
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L’innovazione dei distretti industriali
corre a MECSPE - A Parma dal 25
al 27 Marzo 2010 l’eccellenza
dell’industria manifatturiera del
Made in Italy
Riapre con sei saloni dedicati all’eccellenza manifatturiera del Made in Italy la
nona edizione di MECSPE, la fiera
internazionale della meccanica specializzata che si terrà a Parma dal 25 al 27
Marzo 2010.
Reduce da un 2009 di successo - 42 mila
mq e 23.000 visitatori - l’edizione 2010
di MECSPE sarà segnata dalla presenza
delle Piazze dell’Eccellenza, aree espositive organizzate per settori di destinazione finale dove verranno messe in
risalto le filiere industriali d’eccellenza.
Per enfatizzare quelle realtà produttive
che possono rappresentare un esempio e
uno stimolo per gli operatori del comparto verrà posizionato al centro di ogni
piazza il prodotto finito di unázienda
che eccelle in una particolare produzione o che si caratterizza per innovazioni di processo e intorno ad esso verranno presentati i subfornitori che con i
loro prodotti consentono allímpresa di
primeggiare nella sua attività.
Fra i settori d’eccellenza a cui si indirizzeranno le Piazze dell’Eccellenza quello
Medicale, Automotive e Motorsport,
Nautico, Alimentare e Packaging, Aeronautico, della Sostenibilità ambientale
ed Eolico. All’interno dell’area dedicata
al settore Medicale che, secondo i dati
dell’indagine condotta dal Centro Marketing di Milano, rappresenta il quinto
comparto industriale per "destinazione
produttiva", sarà possibile assistere alle
tecnologie di produzione più evolute con
l’utilizzo di materiali tradizionali e
avanzati.
Dalle Aziende
Protagonisti dei settori Automotive e
Motorsport la tradizione, l’innovazione
e l’indole da competizione della Dallara
Automobili che in fiera presenterà tutte
le fasi di realizzazione del progetto
X-Bow, la prima vettura a 4 ruote prodotta da KTM che detterà nuovi standard tecnologici ed innovativi, a costi
contenuti.
L’intera area verrà organizzata con il
contributo tecnico-scientifico di Assomotoracing, l’associazione culturale
storia e tecnica del motorismo da competizione. Anche per il settore della
Nautica vi saranno alcuni esempi concreti di imbarcazioni innovative e tecnologie all’avanguardia di eccellenza
internazionale. Di assoluto rilievo il
Future Project Hydrogen, un progetto
avveniristico di tre aziende austriache,
Fronius, Bitter e Frauscher, che ha
portato alla realizzazione della prima
imbarcazione elettrica al mondo alimentata con celle a combustibile di idrogeno.
In scena nell’area dedicata al settore
Alimentare e Packaging tutte le tecnolog i e d i p ro c e s s o , c onf e zi oname nt o
ed imballaggio trasversali a tutti i
settori industriali ed un’area dedicata al
design per la tavola che destinerà particolare attenzione alle tecnologie di
produzione, ai materiali, al design e
all’eccellenza enogastronomica offerta
dal territorio.
La Sostenibilità ambientale risulta
sempre più centrale nelle strategie
aziendali perché impone agli operatori
di puntare sulla qualità dei prodotti,
senza accrescerne i costi e l’efficienza
della produttività, anche e soprattutto
alla luce delle nuove normative europee.
MECSPE ha creato al suo interno il percorso “ecoMEC” che accompagnerà i
visitatori tra le aziende espositrici che si
stanno impegnando nei confronti dell’ambiente proponendo materiali,
sistemi e tecnologie di autoproduzione
energetica da fonti rinnovabili, sistemi
produttivi a basso consumo energetico,
b as s o im p a tto a mbi e nt al e e basso
impatto acustico.
L’energia del vento sarà un’altra protagonista del percorso “ecoMEC” attraverso la realizzazione della Piazza della
Tecnologica Eolica d’Eccellenza in cui
verranno presentate le tecnologie realizzate in questo nuovo settore industriale
che ha in Italia un grande potenziale di
sviluppo essendo già al terzo posto,
dopo Germania e Spagna, e prima di
Francia e Regno Unito (complessivamente circa 3736 MW a fine 2008).
Vi sarà inoltre Impianti Solari Expo,
un’area dedicata alle soluzioni fotovoltaiche per i tetti industriali. L’evento
include la possibilità di partecipare a
momenti formativi, grazie al ricco
calendario di workshop a cura delle
associazioni che patrocinano la manifestazione, degli istituti di credito, delle
istituzioni locali, che metteranno in
risalto gli aspetti contributivi e di finanziamento destinati a questa attività, e
degli espositori che presenteranno case
history di installazioni significative di
grandi impianti da loro realizzate.
Il settore Aeronautico avrà il suo palcoscenico privilegiato all’interno della
Piazza dei Compositi, un’area articolata
in spazi espositivi riservati ai fornitori
di tecnologie legate ai materiali compositi per i settori Aerospace, Nautica ed
Automotive, ed in un’area dedicata allo
svolgimento di conferenze tecniche.
Oltre all’esposizione, la peculiarità fondamentale della manifestazione è quella
di offrire ai visitatori la possibilità di
partecipare a vari momenti di approfondimento tecnologico e di mercato.
I visitatori potranno assistere nelle Isole
di Lavorazione alla produzione diretta
di manufatti con tecnologie complesse e
materiali diversi, convenzionali e avanzati, e potranno inoltre partecipare alle
numerose attività formative previste nei
tre giorni della manifestazione che comprendono convegni organizzati in collaborazione con autorevoli riviste del
settore ed importanti associazioni e
miniconferenze che si svolgeranno direttamente tra gli stand espositivi, a stretto
contatto con i prodotti per essere di
facile fruibilità e di breve durata.
MY PR
Via Ripamonti, 137 - 20141 Milano
Tel. 02 54123452 - Fax 02 54090230
www.mypr.it
AUTOMATICA, il palcoscenico
delle soluzioni robotizzate 8-11 Giugno 2010
Ai vantaggi principali dei robot, come
flessibilità, affidabilità e possibilità di
impiego in ambienti ostili all’uomo, da
anni si aggiungono innovazioni tecnologiche interessanti, ad esempio nell’ambito della sicurezza dei robot stessi,
della semplicità di programmazione e
movimentazione o della riduzione dei
prezzi. L’utilizzo di robot ne ha chiaramente guadagnato e questi sistemi
evoluti trovano sempre più applicazioni
in nuovi settori industriali generici, cioè
al di fuori dei tradizionali impieghi
nell’industria automobilistica. Come
dimostrano gli esempi appena proposti,
cresce il numero di robot impiegati
direttamente nel settore alimentare.
Per chi vuole avere una panoramica
completa dell’offerta di robot industriali, AUTOMATICA 2010 è un appuntamento da non perdere. Il salone, che si
svolgerà presso il Centro Fieristico di
Monaco di Baviera dall’8 all’11 Giugno
2010, proporrà fra le altre cose la più
grande rassegna mondiale di robotica,
con soluzioni uniche e innovative per
tutte le esigenze produttive, anche nell’industria alimentare. Per Volker
Spanier, Direttore della Divisione
Factory Automation di Epson Deutschland, AUTOMATICA è un ‘must’: “Il
salone è diventato l’evento più importante per il settore dell’automazione in
Europa e oltre. La forte vocazione internazionale di AUTOMATICA è un valore
aggiunto importante per un’azienda
globale come EPSON”.
È dello stesso avviso Peter Fornoff,
KUKA Key Technology Manager:
“ AU TO MATICA è s enz a d u b b i o i l
salone leader in Europa per la robotica,
con l’offerta più completa del settore a
livello internazionale. Ovviamente, per
un’azienda come KUKA Roboter che ha
sede ad Augsburg, scegliere di partecipare ad AUTOMATICA 2009 è stato un
po’ come giocare in casa. Allestendo uno
stand senza robot ci siamo voluti allontanare dalla classica concezione di
fiera. Al centro dell’attenzione non
abbiamo messo i robot, bensì i clienti.
I visitatori sono rimasti positivamente
colpiti e la qualità dei colloqui è stata
molto elevata”.
Frank-Peter Kirgis, Direttore della Divisione Robotics di ABB Schweiz AG,
spera che AUTOMATICA 2010 produca
nuovi impulsi per il mercato: “AUTOMATICA ha tutte le premesse per essere
una fiera di successo: focalizzazione su
settori specifici, programma collaterale
interessante, numero di espositori in cre-
Dalle Aziende
scita e una buona attività di marketing
verso i visitatori”.
Per maggiori informazioni www.automatica-munich.com.
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Tel. 02 36531203 - Fax 02 36531598
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Girad Condenser, una novità
mondiale
Si chiama Girad Condenser ed è l’ultima creatura brevettata a livello mondiale dalle Officine Termotecniche Fraccaro, leader a livello europeo nella
produzione e progettazione di apparecchiature di riscaldamento ad irraggiamento con flusso dall’alto, per ambienti
artigianali, industriali, stabilimenti ferroviari, commerciali, sportivi, hangar
per aerei e grandi ambienti in genere.
Sfruttando, infatti, i vantaggi del calore
emesso per irraggiamento dall’alto e la
condensazione, si ottengono importanti
riduzioni dei costi di gestione, rispetto a
qualsiasi altro impianto radiante a pavimento o a qualsiasi impianto ad aria
calda con generatori a condensazione
installati in ambienti con altezze superiori ai 5 m.
Una nuova generazione di generatori di
calore a condensazione, quella brevettata dalla Fraccaro, che da un lato testimonia l’impegno costante dell’azienda
di Castelfranco nella ricerca e nell’innovazione di prodotto, dall’altro evidenzia la semplicità e modernità di una tecnologia che può essere applicata oltre
che ai nuovi anche agli impianti esistenti per migliorarne l’efficienza energetica con rendimenti medi del 107%.
L’alto rendimento dei generatori di
calore radiante ed i bassissimi livelli di
CO e CO2, ottenuti con l’utilizzo di bruciatori premiscelati, ci permette di realizzare impianti nel rispetto dell’ambiente e del protocollo di Kyoto.
Le Officine Termotecniche Fraccaro
sono presenti nel mercato del riscaldamento industriale e per grandi ambienti
in genere da quasi cinquanta anni (1960
l’anno di fondazione), da oltre 15 anni
applicano con successo le stesse tecnologie in tutti quei settori dove è richiesto
calore negli impianti di processo indu-
striale come forni industriali per l’essicazione del legno, delle vernici, del
marmo, nella cottura dei cibi e nella
deformazione dei materiali come vetro,
plastica, alluminio e acciaio.
Come spiegano alla Fraccaro, infatti, i
vantaggi dell’irraggiamento diffuso dall ’al t o ri sp etto ad un tr adiz ionale
impianto a convezione si possono riassumere in poche parole:
• minore temperatura dell’aria per
effetto del riscaldamento radiante
che riscalda in modo primario solo i
corpi e le superfici, con notevole
risparmio energetico nel riscaldare
grandi o piccole superfici;
• è un riscaldamento statico, non crea
nessun movimento dell’aria e quindi
non movimenta polveri che normalmente sono presenti negli ambienti di
lavoro, generando quindi un miglior
comfort di calore rispetto ai tradizionali sistemi ad aria calda;
• il calore viene indirizzato esclusivamente nella parte bassa dei locali,
dove effettivamente è necessario
riscaldare;
• i tempi di messa a regime sono molto
bassi e di conseguenza i costi di
gestione sono inferiori rispetto ai tradizionali impianti a pavimento;
• spot-heating, ovvero non essendo
ne c e ssar io r is caldare l’ar ia, s i
possono riscaldare singole aree di
lavoro, anche di pochi m2 localizzate
all’interno di grandi aree, differenziando le temperature da zona a
zona, cosa non possibile con gli
impianti tradizionali.
L’azienda è certificata ISO 9001:2000
pe r l a progettaz ione, produz ione,
vendita, installazione e assistenza post
vendita; tutti i prodotti sono dotati di
marchio CE oltre alle certificazioni per i
Paesi dell’Europa dell’Est, dell’Asia,
delle Repubbliche ex sovietiche, del
Nord America e del Sud America.
La gamma dei prodotti Fraccaro a condensazione si articola in diverse linee: i
nastri radianti Girad, i moduli a tubi
radianti Panrad, le termostrisce ad
acqua calda Waterstrip e le termostrisce
Vaporad a 105 °C di temperatura.
Alla Fraccaro ci sono le competenze per
riscaldare qualsiasi stabilimento industriale con il massimo del risparmio
energetico.
FRACCARO OFFICINE Srl
Via Sile, 32 Z.I.
31033 Castelfranco Veneto (TV)
Tel. 0423 721003 - Fax 0423 493223
www.fraccaro.it
Cavo Bus universale - Nuovi
conduttori in fibra ottica con raggio
di curvatura 5xd
La Igus GmbH di Colonia, azienda specializzata in sistemi per catene portacavi per il trasferimento di energia e di
dati, ha sviluppato un nuovo cavo in
fibra ottica "Chainflex CFLG.2LB“ utilizzabile universalmente per tutti i
sistemi Bus. La particolarità di questo
cavo Bus in fibra di vetro a due anime è
data da un raggio di curvatura estremamente piccolo, 5xd o soli 40 mm, utilizzabile in catena portacavi ad un elevato
numero di cicli senza perdita di dati.
Questo nuovo cavo presenta dei raggi di
curvatura inferiori di oltre il 50 %
rispetto a quelli di normali cavi Bus e di
oltre il 65% rispetto a quelli dei precedenti cavi in fibra di vetro a due anime.
Grazie alla particolare struttura delle
anime in fibra ottica e alla proprietà di
scarico della tensione e della torsione
delle fibre Aramid, i test condotti su uno
spezzone di prova con raggio di 38 mm
hanno fatto già registrare oltre 8.5
milioni di corse in catena portacavi
senza alcun problema. Un rivestimento
in mescola di TPE altamente resistente
all’attrito e all’olio offre ulteriore protezione da danni meccanici.
Il cavo è esente da PVC e alogeni
e idoneo per temperature operative da
- 40 °C a + 60 °C.
La fibra di vetro è indipendente dal
sistema
La nuova generazione di cavi in fibra di
vetro, stando a quanto indicato dal-
Dalle Aziende
l’azienda, è utilizzabile in tutti i settori.
Per le applicazioni si spazia quindi dalle
macchine utensili fino ai sistemi di
manipolazione Pick and Place per arrivare ad impianti per la lavorazione del
legno e della pietra. A differenza dei
cavi Bus in rame, sostiene il costruttore
Igus, i cavi in fibra ottica sono più
leggeri, consentono di trasferire maggiori volumi di dati a maggiore velocità,
presentano raggi più piccoli, si possono
re a liz z a re tr a tte pi ù l unghe , una
migliore protezione elettromagnetica e
una perdita di trasmissione sostanzialmente ridotta. Infine la fibra di vetro è
indipendente dal sistema e, in caso di
cambio di sistema Bus, non è necessaria
una nuova installazione di cavi.
IGUS® S.r.l.
Via delle Rovedine, 4
23899 Robbiate (LC)
Tel. 039 59061 - Fax 039 5906222
www.igus.it
Fluidtrans Compomac 2010,
il mondo della potenza fluida
riconferma la fiducia nella
manifestazione - Novità
tecnologiche, formazione ed eventi
internazionali per confrontarsi con i
key player del settore e prepararsi
alla ripresa
Si rinnova a Milano l’appuntamento con
il Fluidtrans Compomac, la biennale
internazionale di trasmissioni di potenza
fluida e meccatronica che si terrà a fieramilano (Rho) dal 4 al 7 Maggio 2010.
La manifestazione, che si conferma
appuntamento internazionale di riferimento per la componentistica indu-
striale nel 2010, presenta un panorama
ampio e articolato di prodotti, sistemi e
opportunità applicative tecnologicamente all’avanguardia per l’impiego in
tutti i settori industriali: dai componenti
oleodinamici a quelli pneumatici, dalle
tecniche e tecnologie di trattamento e
utilizzo dell’aria compressa a quelle del
vuoto, dai fluidi alla strumentazione di
analisi e controllo, dai materiali ai software di progettazione e calcolo.
Pur in un contesto di mercato condizionato dalla situazione di empasse dei
principali settori applicativi, Fluidtrans
Compomac sta registrando importanti
conferme: numerose aziende del settore
hanno infatti accolto l’invito di organizzatori e promotori - Fieramilano Rassegne e Assofluid (Associazione Italiana
dei Costruttori ed Operatori del Settore
Ol e oi dr aulico e Pneum atico) - ad
“avere il coraggio di investire”. La
manifestazione sarà dunque l’occasione
per incontrarsi, confrontarsi sulla situazione di mercato e valutare gli strumenti
migliori per affrontare la ripresa ormai
da tutti unanimemente attesa nei prossimi mesi: saranno infatti presenti non
sol o k ey player italiani, m a anche
importanti aziende europee e del Bacino
del Mediterraneo.
“L’intero mercato della potenza fluida ha dichiarato Giorgio Beretta, Presidente Assofluid - sta vivendo una fase
complessa, ma oggi fermarsi e smettere
di investire in innovazione sarebbe l’errore più grave. Significherebbe farsi
trovare impreparati alla ripresa che,
come dimostrano i segnali concreti di
que st i ultim i m es i, s ta ar r ivando.
Ritengo dunque che la presenza di
nume ros i es pos itor i, anche in un
momento di liquidità ridotta, sia un
segnale forte per il mercato. Per presentare le proprie soluzioni e i propri componenti esserci è fondamentale. Soprattutto in un mercato strategico come
quello italiano, che continua ad essere il
s e c o n d o i n E u ro p a e i l q u i n t o n e l
mondo, dando prova di eccellenza, competitività e grande capacità di innovare”.
Gli appuntamenti da non perdere
Anche per il 2010 l’AIPI - Associazione
Italiana Progettisti Industriali - ha
accettato con entusiasmo l’invito ad
organizzare la cerimonia di conferimento del Premio Internazionale Leonardo da Vinci all’interno di Fluidtrans
Compomac.
Il Premio si propone di valorizzare la
figura del Progettista Industriale, conferendo riconoscimenti personali a chi
abbia realizzato importanti innovazioni
in campo tecnico e si estende anche a
enti o aziende che abbiano contribuito
con particolare efficacia alla diffusione
all’estero di prodotti di progettazione
made in Italy.
Sempre nell’ambito della manifestazione, nella mattinata di Giovedì 6
Maggio avrà luogo la riunione dell’ISC
(International Statistics Committee), la
Commissione statistica internazionale
della potenza fluida, cui prenderanno
parte i delegati del CETOP, il Comitato
Europeo per le Trasmissioni Oleoidrauliche e Pneumatiche, che rappresenta 17
Paesi e 18 associazioni europee del
settore (Belgio-FIMOP, FinlandiaFHPA, Francia-ARTEMA, GermaniVDMA, Italia-ASSOFLUID, NorvegiaHPF, Olanda-FEDA, Polonia, Regno
Unito-BFPA, Repubblica Ceca-CAHP,
Romania-FLUIDAS, Russia-FPA, Slovenia-FTS, Spagna-AIFTOP, Svezia-HPF,
Svizzera-GOP e SWISSMEM, TurchiaAKDER) e i delegati internazionali di
USA, Cina, Taiwan e Giappone.
Nella stessa giornata, inoltre, avrà
luogo l’International Fluid Power
Summit, organizzato da ASSOFLUID,
durante il quale i rappresentanti delle
principali associazioni mondiali di riferimento della potenza fluida si incontreranno per discutere la situazione econom i c a g e n e r a l e e d e l s e t t o re d i
riferimento.
Infine, grande attenzione sarà data alla
tematica dell’innovazione tecnologica e
alle sue strategiche ricadute in ambito
industriale in termini di efficienza energetica e produttiva, prestazioni, affidabilità: su tali contenuti si concentreranno infatti iniziative tematiche e
formative, al momento in fase di definizione da parte del Comitato TecnicoScientifico di Manifestazione, formato
da autorevoli associazioni di settore ed
esponenti del mondo accademico.
Positive sinergie
Fluidtrans Compomac insieme a BIAS
(Biennale Internazionale dell’Automazione, Strumentazione, Microelettronica
e ICT per l’Industria) e Mechanical
Power Transmission & Motion Control
(Biennale Internazionale di Trasmissioni Meccaniche, Motion Control e
Dalle Aziende
Meccatronica) darà vita alla TEWTechnology Exhibitions Week. Un unico
evento per presentare componenti e
soluzioni che trovano applicazione nei
principali settori dell’industria manifatturiera e di processo: macchine movimento terra, macchine utensili, automotive, food, imballaggio, tessile, chimico
e petrolchimico, solo per citare i principali.
FIERA MILANO SpA
Strada Statale del Sempione, 28
20017 Rho (MI)
Tel. 02 49976214 - Fax 02 49976250
www.fieramilano.it
La Slice della Arcair utilizzata dai
Vigili del Fuoco per operazioni di
salvataggio
Il sistema di taglio Slice della Arcair
taglia, brucia, fonde o vaporizza gran
parte dei materiali grazie ad una reazione chimica denominata Esotermica.
L’impianto si compone di una torcia
Slice collegata ad una bombola di ossigeno e da un elettrodo in acciaio profilato inserito sulla testa della torcia. La
scarica elettrica generata da una batteria viene utilizzata per innescare la
fusione dell’elettrodo che continuerà a
bruciare fino a quando non verrà interrotto il flusso dell’ossigeno, questo
sistema di taglio funziona anche in presenza di acqua nebulizzata. Effettuato
l ’ i n n e s c o , l ’ e l e t t ro d o b r u c i a a d
una temperatura che può raggiungere i
5500 °C, consentendo di operare con
facilità su qualsiasi materiale.
Questa attrezzatura è particolarmente
utile durante le operazioni di salvataggio in quanto riesce a tagliare rapidamente cerniere, porte, bulloni, aprire vie
di fuga per consentire il rapido recupero
di persone intrappolate in ambienti a
rischio.
I kit Slice sono disponibili in valigette
portatili contenenti: una torcia, l’accenditore, una batteria ricaricabile, accessori d’uso ed una confezione di elettrodi.
Per ulteriori dettagli ed un video sul
Sistema Slice della Arcair siete pregati
di visitare il sito www.arcairslice.com.
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Via Bolsena, 7
20098 San Giuliano Milanese (MI)
Tel. 02 36546801 - Fax 02 36546840
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La vasta gamma dei prodotti
Univet ad elevata specializzazione
funzionale
Occhiali protettivi
Gli occhiali protettivi si articolano in
diversi modelli, distinti in base alle
richieste di performance.
Le lenti, solitamente in policarbonato,
propongono trattamenti antiappannamento o antigraffio; sono disponibili
versioni specifiche per svariati campi
d’impiego, per interni ed esterni, con
protezione UV. E ancora, possono presentare elevata resistenza all’impatto e
ripari laterali integrati. Le aste possono
essere regolabili e sono costituite da
morbido materiale sovrastampato, allo
scopo di garantire un’eccellente vestibilità evitando fastidiose pressioni locali.
La montatura, indeformabile e anallergica, è realizzata in policarbonato;
alcuni modelli sono sovrapponibili ai
comuni occhiali da vista.
Un aspetto specifico di questi prodotti è
il peso ultraleggero: da un massimo di
50 grammi ad un minimo di 18 grammi.
Alla linea di occhiali protettivi possono
essere applicate lenti correttive su prescrizione medica, diverse a seconda
della patologia visiva dell’utente. Questi
prodotti, progettati, sviluppati e realizzati interamente in Italia, sono conformi
agli standard EN 166.
Per venire incontro alle esigenze di tutti,
UNIVET mette a disposizione anche una
gamma di occhiali correttivi premontati,
per coloro che desiderino avere disponibile immediatamente un prodotto correttivo, unitamente alla certezza di utilizzo
di un DPI conforme alle normative che
regolamentano gli occhiali protettivi.
Maschere
Le maschere protettive, dal design
avvolgente, costituiscono un’altra
branca della produzione Univet. Anche
questo prodotto si differenzia in una
serie di modelli, con caratteristiche
variabili da un tipo all’altro.
Caratteristica basilare è la sovrapponibilità alla maggior parte degli occhiali
da vista. Oltre a ciò, un’ampia fascia
elastica regolabile a supporto della
maschera garantisce l’adattabilità a
qualsiasi operatore.
Indirizzate al settore di protezione civile,
le maschere termoignifughe anti-fiamma
costituiscono un’ulteriore specializzazione del prodotto in quanto presentano
dei tratti altamente caratterizzanti:
montatura e lente con qualità di non
propagazione della fiamma, lente doppia in policarbonato da 2 mm antiappannante e fascia elastica regolabile
ignifuga. Univet propone inoltre le
maschere sterilizzabili costituite da un
occhiale panoramico ventilato e un
sistema di aerazione indiretta. Queste
maschere sono ultraleggere e variano da
un massimo di 110 grammi ad un
minimo di 75 grammi.
Visiere
Altro settore produttivo riguarda le
visiere, costituite da semicalotta ergonomica in materiale anallergico, raccordo
universale in alluminio anodizzato,
regolazione superiore e posteriore con
caratteristiche di perfetta tenuta. Lo
schermo della visiera, disponibile in
policarbonato iniettato o piano con trattamento antigraffio, si differenzia per
modelli e campi d’impiego, proteggendo
da raggi UV e infrarossi. UNIVET ha
inoltre ideato un caschetto con visiera
specificamente pensato per proteggere
coloro che possono essere soggetti alle
conseguenze dell’arco elettrico.
Dispositivi per saldatura
Particolari modelli e montature, quando
destinati a settori professionali che prevedono attività di saldatura, sono resistenti ad alte temperature e montano le
Dalle Aziende
specifiche lenti verdi protettive per
schermare i raggi infrarossi.
Pensati appositamente per la saldatura
sono gli schermi in fibra con impugnatura o a baschetto ribaltabile e la
maschera in Zytelcon ad alta resistenza
al calore e alle particelle calde.
Sempre in relazione alla protezione
durante la saldatura, Univet propone la
rete in acciaio con finestra, in cui è possibile inserire un vetro rotondo o rettangolare e il vetro cilindrico stratificato.
Sistemi di illuminazione, accessori e
personalizzazione
A quest’ampia gamma di produzione si
affiancano i sistemi di illuminazione con
fascia elastica e le luci LED ad attacco
universale (per occhiali protettivi),
applicabili ai sistemi ottici e caratterizzati da elevata specializzazione funzionale e strutturale.
Una delle opzioni che l’azienda propone
all’utenza è infine la personalizzazione
dei sistemi protettivi con il logo aziendale o altre iscrizioni indelebili, tramite
incisioni al laser, tampografia e con
colori a scelta.
UNIVET Srl
Via Giovanni Prati, 87
25086 Rezzato (BS)
Tel. 030 2499411 - Fax 030 2499430
www.univet.it
ACCADUEO 2010: in preparazione
la nuova edizione della
manifestazione leader del settore
idrico.Tante le novità, tra cui H2O
Industry
ACCADUEO, la mostra internazionale
dedicata alle tecnologie per il trattamento e la distribuzione dell’acqua
potabile e il trattamento delle acque
reflue, si svolgerà dal 19 al 21 Maggio
2010 presso il Quartiere Fieristico di
Ferrara; è un appuntamento da non
mancare, per la rilevanza degli argomenti trattati e per il peso economico/
merceologico delle aziende presenti.
Alla decima edizione, ACCADUEO si
conferma sempre di più quale momento
d’incontro privilegiato tra le aziende
espositrici e l’imprenditoria pubblica e
privata, forte degli eccellenti risultati
conseguiti nell’ambito dell’edizione
2008, con la presenza: di 251 espositori,
di 6.747 visitatori professionali (altamente qualificati), dei più importanti
marchi italiani ed esteri, la partecipazione di importanti Enti ed Associazioni
e una ricca proposta di novità espositive.
ACCADUEO si conferma, nel panorama
internazionale, come la maggior manifestazione dedicata al settore in grado di
offrire a espositori e operatori importanti occasioni di business e aggiornamento professionale per il settore acqua
e gas.
BOLOGNAFIERE
Piazza Costituzione, 6 - 40128 Bologna
Tel. 051 282261 - Fax 051 282328
www.bolognafiere.it
Appuntamento con SALDAT
Forum 2010
A NA STA , As s ociaz ione Naz ionale
Aziende Saldatura e Taglio, organizza
SALDAT Forum 2010, che si svolgerà
Martedì 22 Giugno al Centro Congressi
dell’ATA Quark Hotel di Milano in via
Lampedusa.
SALDAT si presenta quest’anno con la
nuov a ves te di “ SAL D AT For um ” ,
evento qualificato per gli operatori del
mercato di saldatura, taglio e tecniche
affini e per tutti coloro che, a vario
titolo, sono interessati al settore. A
SALDAT Forum, clienti finali, distribut ori , integr ator i e profes s ionis ti
potranno conoscere in anteprima le tendenze del mercato, acquisire nuovi contatti e trovare soluzioni ed applicazioni
per migliorare la loro attività. SALDAT
Forum è soprattutto informazione e formazione, con una ricca agenda di presentazioni a cura delle aziende espositrici. Oltre all’area espositiva, infatti, il
programma convegnistico propone sessioni con presentazioni tecnico-commerciali a cura delle aziende, liberamente
accessibili a tutti i partecipanti. Le presentazioni comprenderanno tutte le soluzioni e applicazioni della saldatura e
taglio: automazione della saldatura
compresa la robotica, macchine da
taglio, macchine per saldatura ad arco
di ultim a gener az ione, pro d o t t i d i
consumo rispondenti alle recenti evoluzioni dell’acciaio e, infine, le apparecchiature ossigas con i dispositivi di sicurezza rispondenti alle nuove norme
internazionali.
L’accesso alla manifestazione è gratuito
per tutti gli operatori interessati, che
possono accedere liberamente all’area
espositiva, ai convegni e ai relativi
servizi previsti dagli organizzatori,
previa registrazione gratuita sul sito
www.saldat.it, dove si trovano tutte le
informazioni sull’appuntamento e la
domanda di partecipazione.
“ANASTA è soddisfatta per essere riuscita ancora una volta a valorizzare la
forza di grande rappresentatività del
settore,” ha sottolineato il Presidente
Giuseppe Maccarini. “Abbiamo lavorato molto nei mesi scorsi per trovare la
formula migliore con cui riproporre
l’appuntamento con Saldat e i risultati
di questo impegno saranno chiaramente
visibili il 22 Giugno a Milano. Oltre alla
maggioranza dei produttori operanti sul
mercato nazionale che aderiscono ad
ANASTA, il Forum è aperto anche alle
altre aziende del settore e delle tecniche
affini. Fra i protagonisti ci saranno
soprattutto i visitatori, rappresentati da
utilizzatori specializzati, utilizzatori di
professioni non specifiche, distribuzione
nelle varie forme e dimensioni, istituzioni ed enti. Gli Enti interessati al
settore della saldatura e taglio daranno
una ulteriore qualificazione e rappresentatività all’evento. In particolare,
l’Istituto Italiano della Saldatura sarà il
c o n t rol l e r e t u t o r s c i e n t i f i c o d e l l’evento”.
Segreteria SALDAT Forum c/o ANASTA
Via G. Tarra, 5 - 20125 Milano
Tel. 02 66710408 - Fax 02 67070756
www.saldat.it
Notiziario
Creep & Fracture in High
Temperature Components - Design
& Life Assessment Issues 2009
Shibli I.A., Holdsworth S.R., Lancaster
(PA-USA) 2009, 175x250 mm, 1338 pagine,
ISBN: 978-1-60595-005-1, $ 294.50
Questo volume raccoglie tutte le
memorie presentate
alla seconda Conferenza internazionale
sullo scorrimento a
caldo “creep”, organizzata nell’Aprile
2009 a Z uri go
(Svizzera) dall’European Creep Collaborative Committee (ECCC) e sponsorizzata dall’ISPESL, dall’ALSTOM e
dalla WALTER+BAI.
I documenti presentati e discussi,
durante i lavori della Conferenza, comprendono una vasta gamma di argomenti, riguardanti principalmente lo
studio del comportamento metallurgico,
l’analisi dell’integrità strutturale e la
valutazione della vita residua di componenti industriali eserciti ad alta temperatura. Lo sviluppo e la caratterizzazione
di nuovi materiali è, inoltre, uno tra i
temi maggiormente sviscerati ed approfonditi dagli autori delle memorie, tutti
esperti e specialisti nel settore in campo
internazionale.
Il volume diviso in dodici sessioni
riguarda in dettaglio: ricerche ed appli-
cazioni negli impianti nucleari; analisi
metallurgica e comportamento allo scorrimento a caldo di strutture saldate;
valutazione della vita residua; comportamento alla fatica termica; considerazioni
e ricerche sull’impiego degli acciai
austenitici, basso-legati, martensitici e
delle leghe di nichel; analisi e valutazione dei risultati; raccomandazioni e
metodologie per la caratterizzazione
delle prove di scorrimento a caldo; stima
e previsione della criccabilità dovuta
allo scorrimento a caldo.
DEStech Publications Inc. , 439 North Duke
Street, Lancaster PA 17602-4967 (USA).
Fax: 717 5096100
http://www.destechpub.com
Bridge Maintenance, Safety
Management, Health Monitoring
and Informatics - IABMAS ’08
Koh H.-M. e Frangopol D., Leiden
(Olanda) 2008, 175 x 250 mm, 732 pagine,
ISBN: 978-0-415-46844-2, £ 178.00
Q ues to volume
include gli atti della
quarta Conferenza
internazionale
“IABMAS’08”
sulla manutenzione,
gestione, sicurezza
e monitoraggio dei
ponti, organizzata
dall’International Association for Bridge
Maintenance and Safety a Seul (Corea)
nel Luglio del 2008. Il libro raccoglie i
testi integrali delle memorie e dei documenti presentati durante i lavori della
Conferenza, includendo la T.Y. Lin
lecture, le Keynote lectures e 456 documenti tecnici redatti da specialisti e professionisti del settore provenienti da 32
paesi.
L’insieme delle relazioni presenta una
panoramica aggiornata sullo stato
attuale delle conoscenze nel campo della
progettazione e della costruzione di
nuove strutture e sugli sviluppi più
recenti nel settore delle tecniche e dei
metodi di riparazione e di manutenzione
di ponti in esercizio da lungo tempo.
Inoltre fornisce un contributo significativo nella scelta e nella razionalizzazione delle soluzioni più idonee, atte a
migliore l’integrità strutturale, a prolungare la durata della vita e a gestire economicamente le diverse operazioni.
Tra i numerosi argomenti trattati i più
significativi ed interessanti riguardano:
lo sviluppo e la caratterizzazione di
nuovi materiali; la valutazione e il monitoraggio delle vibrazioni e delle sollecitazioni; i codici e le norme di riferimento; il comportamento dinamico e
sismico, la progettazione di ponti ferroviari per l’alta velocità; la valutazione
dei danni e dei difetti di fabbricazione; la
progettazione e l’analisi strutturale;
l’utilizzazione di sistemi avanzati robotizzati per il controllo e il monitoraggio;
Notiziario
il comportamento a fatica; l’impiego di
materiali compositi; l’analisi strutturale
ed economica del ciclo della vita di un
ponte; l’affidabilità e la valutazione dei
rischi; la riparazione e la manutenzione
di strutture già esistenti.
CRC Press UK, 24 Blades Court Deodar
Road, London SW15 2NU (Inghilterra).
Di st r ib u to re : Ta y lor & F ranc i s Balkema, Schipholweg 107C, P.O. Box
447, 2300AK Leiden (Olanda).
Fax: + 31 71 5243081
http://www.taylorfrancis.co.uk
Codici e Norme
Norme nazionali
Italia
UNI EN 485-1 - Alluminio e leghe di
alluminio - Lamiere, nastri e piastre Parte 1: Condizioni tecniche di controllo
e fornitura (2009).
EC 1-2010 UNI EN ISO 3834-5:2006 Requisiti di qualità per la saldatura per
fusione dei materiali metallici - Parte 5:
Documenti ai quali è necessario conformarsi per poter dichiarare la conformità
ai requisiti di qualità di cui alle parti 2, 3
o 4 della ISO 3834 (2009).
UNI EN 10238 - Prodotti di acciaio per
impieghi strutturali sabbiati in automatico e preverniciati con una mano di
fondo applicata in automatico (2009).
UNI EN 13445-5 - Recipienti a pressione non esposti a fiamma - Parte 5:
Controllo e prove (2009).
Requisiti per la progettazione e la
costruzione di recipienti a pressione e
parti in pressione realizzati in ghisa sferoidale (2009).
UNI CEN/CR 13445-7 - Recipienti a
pressione non esposti a fiamma - Parte 7:
Guida all'utilizzo delle procedure di conformità (2010).
Requisiti aggiuntivi per i recipienti a
pressione di alluminio e leghe di alluminio (2009).
UNI EN ISO 13479 - Tubi di poliolefine per il trasporto di fluidi - Determinazione della resistenza alla propagazione della fessura - Metodo di prova per
la propagazione lenta della fessura di un
tubo intagliato (2009).
UNI EN ISO 14113 - Apparecchiature
per saldatura a gas - Tubi flessibili e tubi
raccordati di gomma e di plastica per
l'utilizzo con gas industriali fino alla
pressione di 450 bar (45 MPa) (2009).
USA
API 570 - Piping inspection code: inservice inspection, rating, repair, and
alteration of piping systems (2009).
API RP 572 - Inspection practices for
pressure vessels (2009).
UNI EN 10349 - Getti d'acciaio - Getti
d'acciaio austenitici al manganese (2009).
API RP 574 - Inspection practices for
piping system components (2009).
UNI/TR 11220 - Gestione per la qualità
- Significato dei principali termini utilizzati nelle norme della serie ISO 9000
(2009).
API RP 580 - Risk-based inspection
(2009).
Generalità (2009).
ASME B16.10 - Face-to-face and endto-end dimensions of valves (2009).
Materiali (2009).
Progettazione (2009).
Costruzione (2009).
API RP 582 - Welding guidelines for the
chemical, oil and gas industries (2010).
ASTM A 500/A 500M - Standard specification for cold-formed welded and
seamless carbon stein rounds and shapes
(2010).
ASTM A 568/A 568M - Standard specification for steel, sheet, carbon, structural, and high-strength, low-alloy, hotrolled and cold-rolled (2009).
ASTM A 1011/A 1011M - Standard
specification for steel, sheet and strip,
hot-rolled, carbon, structural, highstrength low-alloy, high-strength lowalloy with improved formability, and
ultra-high strength (2009).
AWS A5.29/A5.29M - Specification for
low-alloy steel electrodes for flux cored
arc welding (2009).
MSS SP 79 - Socket welding reducer
inserts (2009).
Norme europee
EN
EN ISO 12706 - Non-destructive testing
- Penetrant testing - Vocabulary (2009).
EN 12819 - LPG equipment and accessories - Inspection and requalification of
LPG tanks greater than 13 m³ (2009).
EN 13195 - Aluminium and aluminium
alloys - Specifications for wrought and
cast products for marine applications
(shipbuilding, marine and offshore)
(2009).
EN I S O 14713-1 - Z i n c c o a t i n g s Guidelines and recommendations for the
protection against corrosion of iron and
steel in structures - Part 1: General principles of design and corrosion resistance
(2009).
ASME B16.36 - Orifice flanges (2009).
steel in structures - Part 2: Hot dip galvanizing (2009).
ASTM A 240/A 240M - Standard specification for chromium and chromiumnickel stainless steel plate, sheet, and
strip for pressure vessels and for general
applications (2009).
steel in structures - Part 3: Sherardizing
(2009).
ASTM A 479/A 479M - Standard specification for stainless steel bars and
shapes for use in boilers and other pressure vessels (2009).
EN ISO 18592 - Resistance welding Destructive testing of welds - Method
for the fatigue testing of multispotwelded specimens (2009).
Notiziario
Norme internazionali
ISO 10679 - Steel - Cast tool steel
(2010).
ISO
ISO 10961 - Gas cylinders - Cylinder
bundles - Design, manufacture, testing
and inspection (2010).
ISO 9539 - Gas welding equipment Materials for equipment used in gas
welding, cutting and allied processes
(2010).
I S O 18592 - Res is tance w e l d i n g Destructive testing of welds - Method
for the fatigue testing of multi-spotwelded specimens (2009).
ISO/IEC 31010 - Risk management Risk assessment techniques (2009).
Corsi IIS
Luogo
Genova
Data
Titolo
Ore
Marzo-Giugno
2010
Corso per International Welding Engineer - Parti I e II
(Corso di Specializzazione)
Legnano (MI)
Marzo-Giugno
2010
--
Mogliano Veneto
(TV)
Marzo-Giugno
2010
--
Genova
Marzo-Giugno
2010
Corso per International Welding Technologist - Parti I e II
--
Legnano (MI)
Marzo-Giugno
2010
--
Mogliano Veneto
(TV)
Marzo-Giugno
2010
--
Genova
15-18/3/2010
Corso teorico-pratico di saldatura di tubi e/o raccordi di PE per il
convogliamento di gas, acqua ed altri fluidi (UNI 9737)
--
Legnano (MI)
15-19/3/2010
Corso celere in saldatura
32
Taranto
16-18/3/2010
Corso avanzato - Risk Based Inspection
24
Genova
22-23/3/2010
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
Genova
23-24/3/2010
Corso avanzato - Failure analysis
16
Mogliano Veneto
(TV)
12-14/4/2010
Corso sulla saldatura dei tondini per cemento armato - Livello
Specialist - Modulo Base
20
Messina
12-15/4/2010
--
Roma
12-15/4/2010
--
Mogliano Veneto
(TV)
14-16/4/2010
Corso sulla saldatura dei tondini per cemento armato - Livello
Specialist - Modulo Saldatura di tondini per cemento armato
20
Genova
19-22/4/2010
--
Genova
20-21/4/2010
Sicurezza e prevenzione degli infortuni in saldatura - Corso
avanzato per responsabili della sicurezza
16
--
Organizzatore
Istituto Italiano della Saldatura - Divisione FOR
Tel. 010 8341371 - Fax 010 8367780 - [email protected]
Notiziario
Corsi IIS (segue)
Luogo
Genova
Data
20-22/4/2010
Titolo
Ore
Corso avanzato - Fitness for service
24
--
Mogliano Veneto
(TV)
3-6/5/2010
Mogliano Veneto
(TV)
3-7/5/2010
Corso celere in saldatura
Genova
4-5/5/2010
Corso avanzato - Meccanica della frattura
16
24
32
Legnano (MI)
10-12/5/2010
Progettazione, fabbricazione e collaudo di apparecchi e sistemi
di tubazione di PRFV
Genova
10-14/5/2010
7-11/6/2010
5-9/7/2010
Corso modulare per la qualificazione ad International Welding
Inspector - Comprehensive - Tecnologia della saldatura
Genova
17-20/5/2010
--
Genova
17-21/5/2010
Corso per International Welding Technologist - Parte III Tecnologia della saldatura
--
Genova
17-21/5/2010
Corso di qualificazione e certificazione nella saldatura in
elettronica approvato dall’ESA per Operatore (CAT. 3)
per tecnologia a “foro passante” in accordo alla Specifica
ECSS-Q-ST-70-08
36
elettronica approvato dall’ESA per Ispettore (CAT. 2)
per tecnologia a “foro passante” in accordo alla Specifica
ECSS-Q-ST-70-08
36
Genova
17-21/5/2010
--
Taranto
17-21/5/2010
Corso avanzato - Saldabilità delle leghe metalliche
32
Genova
17-21/5/2010
12-14/7/2010
Corso per International Welding Engineer - Parte III Tecnologia della saldatura
--
Genova
18-19/5/2010
Corso di ricertificazione approvato dall’ESA per
Operatore/Ispettore per tecnologia a “foro passante” in accordo
alla Specifica ECSS-Q-ST-70-08
16
Corso di ricertificazione approvato dall’ESA per
Operatore/Ispettore per tecnologia SMT in accordo alla
Specifica ECSS-Q-ST-70-38
16
--
Genova
20-21/5/2010
Legnano (MI)
24-27/5/2010
Genova
24-28/5/2010
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
24-28/5/2010
Organizzatore
(*) 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 di qualificazione per personale addetto alle PND di livello 1, 2 e 3
Esame visivo (VT)
Genova
1-2/4/2010
Legnano (MI)
13-14/4/2010
Legnano (MI)
15/4/2010
Modulo Specifico Saldatura per livello 2 UNI EN 473/ISO 9712
12
Modulo di Base per livello 2 UNI EN 473/ISO 9712
16
Modulo di Metodo per livello 2 UNI EN 473/ISO 9712
8
Genova
20-21/4/2010
Modulo Specifico corrosione e verniciatura per livello 2 UNI EN
473/ISO 9712
12
Legnano (MI)
22-23/4/2010
Modulo Specifico Saldatura per livello 2 UNI EN 473/ISO 9712
12
Mogliano
Veneto (TV)
19-20/5/2010
16
Mogliano
Veneto (TV)
21/5/2010
8
Esame radiografico (RT)
Mogliano
Veneto (TV)
16-19/3/2010
28
Mogliano
Veneto (TV)
12-16/4/2010
Modulo Specifico Operatore Tecniche Convenzionali per livello 2
UNI EN 473/ISO 9712
36
Legnano (MI)
13-14/4/2010
16
Genova
20-23/4/2010
28
Genova
10-14/5/2010
UNI EN 473/ISO 9712
36
Mogliano
Veneto (TV)
19-20/5/2010
16
Esame ultrasonoro (UT)
Genova
23-26/3/2010
28
Genova
29/3-2/4/2010
UNI EN 473/ISO 9712
36
Legnano (MI)
13-14/4/2010
16
Legnano (MI)
26-30/4/2010
UNI EN 473/ISO 9712
36
Mogliano
Veneto (TV)
10-14/5/2010
UNI EN 473/ISO 9712
36
Mogliano
Veneto (TV)
19-20/5/2010
16
Esame con particelle magnetiche (MT)
Legnano (MI)
16
4-5/5/2010
16
Legnano (MI)
18-19/5/2010
16
Mogliano
Veneto (TV)
19-20/5/2010
16
Genova
13-14/4/2010
Notiziario
Corsi di qualificazione, ecc. (segue)
Esame con liquidi penetranti (PT)
Legnano (MI)
Genova
13-14/4/2010
6-7/5/2010
16
16
Mogliano
Veneto (TV)
19-20/5/2010
16
Legnano (MI)
20-21/5/2010
16
Corsi di altre Società
Luogo
Data
Titolo
Organizzatore
Bologna
Roma
15-16/3/2010
16-17/3/2010
La gestione della qualità nei laboratori di prova secondo
la norma ISO/IEC 17025:2005
CERMET - Servizio Formazione (Bologna)
Tel. 051 764811; fax 051 764902
[email protected]
CERMET - Servizio Formazione (Roma)
Tel. 06 7626001; fax 06 76968124
[email protected]
Milano
17-18/3/2010
25-26/5/2010
Nuova Direttiva Macchine - Valutazione del rischio e
sua documentazione nel fascicolo tecnico
Centro Formazione UNI (Milano)
Tel. 02 70024464; fax 02 70024411
[email protected]
Roma
Milano
17-19/3/2010
27-29/4/2010
Sistemi di Gestione per la Qualità per i Laboratori di
Prova secondo la norma UNI CEI EN ISO / IEC 17025
ed accreditamento SINAL
ANGQ (Roma)
Tel. 06 5915028; fax 06 5914834
[email protected]
Napoli
Milano
19/3/2010
21/5/2010
I Sistemi di Gestione Ambientale: attuazione,
miglioramento, integrazione
ANCCP Certification Agency (Milano)
Tel. 02 2104071; fax 02 210407218
[email protected]
Livorno
Napoli
22-26/3/2010
24-28/5/2010
Lead Auditor dei Sistemi di Gestione per la Salute e la
Sicurezza nei Luoghi di Lavoro
Tel. 02 2104071; fax 02 210407218
[email protected]
Milano
Livorno
24/3/2010
12/4/2010
La nuova ISO 9001:2008: cosa cambia rispetto alla
precedente ISO 9001 del 2000
Tel. 02 2104071; fax 02 210407218
[email protected]
Milano
Roma
25/3/2010
14/5/2010
Come soddisfare i requisiti della nuova Direttiva
Macchine 2006/42/CE
Tel. 02 70024464; fax 02 70024411
[email protected]
Centro Formazione UNI (Roma)
Tel. 06 69923074; fax 06 6991604
[email protected]
Torino
29-30/3/2010
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]
Torino
29/3-2/4/2010
Auditor Sistemi di Gestione per la Sicurezza - Norma
OHSAS 18001-2007
AICQ Piemonte (Torino)
Tel. 011 5183220; fax 011 537964
[email protected]
Milano
Roma
30-31/3/2010
22-23/4/2010
Criteri e metodologie di gestione nella taratura degli
strumenti di misura
Tel. 02 70024464; fax 02 70024411
[email protected]
Tel. 06 69923074; fax 06 6991604
[email protected]
Notiziario
Corsi di altre Società (segue)
Luogo
Data
Napoli
5-6/4/2010
Milano
7/4/2010
Napoli
Titolo
Organizzatore
Misure meccaniche e termiche: strumentazione,
tecniche e metodologie
AICQ-M (Napoli)
Tel. 081 2396503; fax 081 6174615
[email protected]
Valutazione del rischio vibrazioni negli ambienti di
lavoro
Tel. 02 70024464; fax 02 70024411
[email protected]
12-16/4/2010
Lead Auditor dei Sistemi di Gestione Qualità
Tel. 02 2104071; fax 02 210407218
[email protected]
Milano
12-16/4/2010
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]
Napoli
13-15/4/2010
Corso base per la conduzione delle Verifiche Ispettive
Interne per la Qualità secondo le norme ISO 9001:2008
ed ISO 19011:2002 “con esame finale”
AICQ-M (Napoli)
Tel. 081 2396503; fax 081 6174615
[email protected]
Roma
Milano
15/4/2010
13/5/2010
Validazione dei metodi per le prove chimiche
ANGQ (Roma)
Tel. 06 5915028; fax 06 5914834
[email protected]
Roma
Milano
16/4/2010
14/5/2010
Calcolo dell’incertezza di misura nelle prove chimiche
ANGQ (Roma)
Tel. 06 5915028; fax 06 5914834
[email protected]
Napoli
19/4/2010
La Dichiarazione Ambientale EMAS
AICQ-M (Napoli)
Tel. 081 2396503; fax 081 6174615
[email protected]
Roma
Milano
19-20/4/2010
18-19/5/2010
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
20-21/4/2010
Sicurezza nella manutenzione
Tel. 06 69923074; fax 06 6991604
[email protected]
Milano
27/4/2010
Direttiva Macchine: norme generali di riferimento
Tel. 02 70024464; fax 02 70024411
[email protected]
Milano
27-28/4/2010
Dispositivi Protezione Individuale: la Fabbricazione, la
Progettazione, la Marcatura CE
Tel. 02 2104071; fax 02 210407218
[email protected]
Milano
28/4/2010
Applicazione della Direttiva PED 97/23/CE in materia
di attrezzature a pressione - Corso base
Tel. 02 70024464; fax 02 70024411
[email protected]
Napoli
29/4/2010
La gestione della sicurezza delle macchine e degli
impianti industriali secondo il D. Lgs. 81/08 Titolo III
AICQ-M (Napoli)
Tel. 081 2396503; fax 081 6174615
[email protected]
Milano
3-7/5/2010
con liquidi penetranti di 2° livello secondo EN 473
Tel. 02 341649; fax 02 341205
[email protected]
Roma
5-7/5/2010
Salute e Sicurezza dei lavoratori: aggiornamento
normativo
AICQ-CI (Roma)
Tel. 06 4464132; fax 06 4464145
[email protected]
Napoli
7/5/2010
La nuova Direttiva Macchine 2006/42/CE: evoluzione
rispetto alla precedente normativa 98/37/CE - Obblighi e
opportunità
Tel. 02 2104071; fax 02 210407218
[email protected]
Notiziario
Corsi di altre Società (segue)
Luogo
Data
Milano
10/5/2010
Livorno
Titolo
Organizzatore
Qualità nella manutenzione
Tel. 02 70024464; fax 02 70024411
[email protected]
10-14/5/2010
Lead Auditor dei Sistemi di Gestione Ambientale
Tel. 02 2104071; fax 02 210407218
[email protected]
Milano
10-21/5/2010
di ultrasuoni di 2° livello secondo EN 473
Tel. 02 341649; fax 02 341205
[email protected]
Napoli
12-14/5/2010
I Sistemi di Gestione Ambientale: le norme
UNI EN ISO 14000
AICQ-M (Napoli)
Tel. 081 2396503; fax 081 6174615
[email protected]
Napoli
12-14/5/2010
Costruzione, certificazione ed esercizio delle
Attrezzature a Pressione
Tel. 02 2104071; fax 02 210407218
[email protected]
Milano
13/5/2010
Applicazione dei requisiti della Direttiva MID ai
dispositivi di regolazione e misura
Tel. 02 70024464; fax 02 70024411
[email protected]
Milano
18/5/2010
Valutazione globale di conformità alla Direttiva PED
97/23/CE - Il punto di vista del fabbricante, dell’ente
terzo, dell’utilizzatore
Tel. 02 70024464; fax 02 70024411
[email protected]
Milano
19/5/2010
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]
Napoli
24-28/5/2010
Valutatori dei Sistemi di Gestione per la Qualità
AICQ-M (Napoli)
Tel. 081 2396503; fax 081 6174615
[email protected]
Roma
26-28/5/2010
Ingegneria di manutenzione
Tel. 06 69923074; fax 06 6991604
[email protected]
Mostre e Convegni
Luogo
Titolo
Data
Organizzatore
Seminario Didattico - La saldatura degli acciai
strutturali al carbonio, micro-legati e ad alta resistenza
bonificati
Istituto Italiano della Saldatura (Genova)
Tel. 010 8341373; fax 010 8367780
[email protected]
17-19/3/2010
6th African Conference on NDT
National Nuclear Research Institute (Accra - Ghana)
Tel. +233 21 401272; fax +233 21 400807
[email protected]
Montichiari (BS)
19-22/3/2010
MU&AP - 23a Rassegna della Produzione per
l’Industria Meccanica
CENTRO FIERA (Montichiari - BS)
Tel. 030 961148; fax 030 9961966
[email protected]
Orlando
(Florida - USA)
20-23/3/2010
CastExpo 2010 - Experience the World of Metalcasting
Expo Productions, Inc. (Hartland - Wisconsin - USA)
Tel. +1 800 3675520; fax +1 262 3679956
[email protected]
Williamsburg
(Virginia - USA)
22-26/3/2010
19th ASNT Annual Research Symposium and Spring
Conference
ASNT (Columbus - Ohio - USA)
Tel. +1 614 2746003; fax +1 614 2746899
[email protected]
Genova
16/3/2010
Accra
(Ghana)
Notiziario
Mostre e Convegni (segue)
Luogo
Data
Titolo
Organizzatore
Parma
25-27/3/2010
MECSPE - Salone della meccanica specializzata
SENAF (Milano)
Tel. 02 3320391; fax 02 39005289
[email protected]
Parma
25-27/3/2010
EUROSTAMPI - Fiera internazionale del mondo degli
stampi
SENAF (Milano)
Tel. 02 3320391; fax 02 39005289
[email protected]
Parma
25-27/3/2010
SUBFORNITURA - Salone delle lavorazioni industriali
per conto terzi
SENAF (Milano)
Tel. 02 3320391; fax 02 39005289
[email protected]
Parma
25-27/3/2010
CONTROL ITALY - Fiera specializzata per
l’assicurazione della qualità
SENAF (Milano)
Tel. 02 3320391; fax 02 39005289
[email protected]
Parma
25-27/3/2010
MOTEK ITALY - Fiera specializzata per la tecnologia di
montaggio, assemblaggio e manipolazione
SENAF (Milano)
Tel. 02 3320391; fax 02 39005289
[email protected]
Genova
30/3/2010
Seminario Didattico - La qualità radiografica delle
saldature: interpretazione delle imperfezioni e loro
valutazione di accettabilità
Tel. 010 8341373; fax 010 8367780
[email protected]
Brescia
7-9/4/2010
ESAFORM 2010 - 13th International ESAFORM
Conference on Material Forming
Università degli Studi di Brescia
Dipartimento di Ingegneria Meccanica e Industriale (Brescia)
Tel. 030 3715559; fax 030 3702448
[email protected]
Coimbatore
(India)
9-11/4/2010
Techno4 - Trends and Innovation in Engineering Sector
Orbitz Exhibitions Pvt Ltd (Mumbai - India)
Tel. +91 22 24102801; fax + 91 22 2410 2805
[email protected]
Torino
14-15/4/2010
AFFIDABILITA’ E TECNOLOGIE - Automotive,
Aerospace, Railway, Naval & Yacht
A & T (Torino)
Tel. 011 5363440; fax 011 5363244
[email protected]
Montichiari (BS)
14-17/4/2010
METEF - Expo Internazionale dell’Allluminio
EDIMET (Montichiari - BS)
Tel. 030 9981045; fax 030 9981055
[email protected]
Montichiari (BS)
14-17/4/2010
FOUNDEQ - Expo Internazionale della Fonderia
EDIMET (Montichiari - BS)
Tel. 030 9981045; fax 030 9981055
[email protected]
15/4/2010
La qualificazione dei saldatori e delle procedure di
saldatura secondo ASME BPV Sect. IX
Tel. 010 8341373; fax 010 8367780
[email protected]
19-23/4/2010
Hannover Messe 2010 - “Efficiency - Innovation Sustainability”
Hannover Messe (Hannover - D)
Tel. +49 511 89-0; fax +49 511 89-32626
www.hannovermesse.de
Genova
Stoccarda
(Germania)
Genova
29/4/2010
La qualificazione dei saldatori e delle procedure di
saldatura di acciai secondo EN 287-1, EN ISO 15609-1,
EN ISO 15614-1
Tel. 010 8341373; fax 010 8367780
[email protected]
Rho (MI)
4-7/5/2010
BIAS - Biennale Internazionale dell’Automazione,
Strumentazione, Microelettronica e ICT per l’industria
FIERA MILANO (Rho - MI)
Tel. 02 49976214; fax 02 49976250
[email protected]
Beijing
(Cina)
11-14/5/2010
Metal + Metallurgy China 2010
CIEC Exhibition Company (Beijing - P.R. China)
Tel. +86 10 84600308; fax +86 10 84600213
[email protected]
Bologna
12-15/5/2010
LAMIERA - Macchine, Impianti, Attrezzature per la
lavorazione di lamiere, Tubi, Profilati, Fili e Carpenteria
Metallica, Stampi, Saldatura, Trattamenti Termici,
Trattamento e Finitura Superfici
LAMIERA c/o CEU-CENTRO ESPOSIZIONI UCIMU
(Cinisello Balsamo -MI)
Tel. 02 26255225; fax 02 26255890
[email protected]
Notiziario
Mostre e Convegni (segue)
Luogo
Bologna
Data
13/5/2010
Titolo
Organizzatore
Recenti sviluppi delle tecnologie di saldatura
Tel. 010 8341373; fax 010 8367780
[email protected]
San Paolo
(Brasile)
18-20/5/2010
Expoaluminio 2010
Reed Exhibitions Alcantara Machado (São Paulo - Brasil)
Tel. +55 11 30605000; fax +55 11 30605001
[email protected]
Ferrara
19-21/5/2010
ACCADUEO - Mostra Internazionale delle Tecnologie
per il trattamento e la distribuzione dell’acqua potabile e
il trattamento delle acque reflue
BOLOGNA FIERE (Bologna)
Tel. 051 282111; fax 051 6374028
[email protected]
Genova
20/5/2010
La saldatura degli acciai basso-legati al Ni per servizio
criogenico e al Cr-Mo per servizio ad alta temperatura
Tel. 010 8341373; fax 010 8367780
[email protected]
Mosca
(Russia)
24-27/5/2010
Metallurgy 2010
Messe Düsseldorf GmbH (Düsseldorf - D)
Tel. +49 (0) 211 456001
[email protected]
Genova
26/5/2010
Seminario Didattico - Fondamenti del Risk Management Istituto Italiano della Saldatura (Genova)
- L’approccio dell’EWF
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LA COSA GIUSTA AL POSTO GIUSTO
5-9/10/2010
In concomitanza con
27.BI-MU
SESTO F.S.
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IL MONDO DELLA FINITURA DELLE SUPERFICI
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Superficie disponibile per la manifestazione
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STAZIONE RHO-FIERA
METROPOLITANA LINEA 1
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La modulistica di partecipazione
alla manifestazione è in
P.TA VITTORIA
BISCEGLIE
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Ente organizzatore:
EFIM-ENTE FIERE ITALIANE MACCHINE SPA
Promossa da:
UCIMU-SISTEMI PER PRODURRE
Per informazioni: 27.BI-MU c/o CEU-CENTRO ESPOSIZIONI UCIMU SPA
viale Fulvio Testi 128, 20092 Cinisello Balsamo MI (Italy)
tel. +39 0226 255 233/234/860, telefax +39 0226 255 897, www.bimu-sfortec.com, [email protected]
Sede:
. Ingresso dalle porte Est e Ovest
Periodo di svolgimento: da martedì 5 a sabato 9 ottobre 2010
Orario: dalle 9.30 alle 18.00
Ingresso: biglietto giornaliero € 12 (dà accesso anche a SFORTEC); gratuito, previa preregistrazione
on line, secondo le modalità indicate
Catalogo 27.BI-MU/SFORTEC: € 20, disponibile nell’ambito della manifestazione
GESSATE
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TANGENZIALE
OVEST
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TANGENZIALE
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IL MONDO DELL’ASSEMBLAGGIO
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27.BI-MU ospita
IL MONDO DELLA SALDATURA
AEROPORTO
ORIO AL SERIO
VENEZIA
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MALPENSA
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SE
ISO 9001-2000 N. 4548/0
DIREZIONE MOSTRA, SALA STAMPA,
CENTRO CONGRESSI, CENTRO SERVIZI
EST
Ricerche
Bibliografiche
Dati IIS-Data
Taglio al plasma (2006-2009)
Arc sensing detection approach and its application for
cutting torch tracking di WANG J. et al. «JOM», GennaioMarzo 2000, pp. 1-6.
Sensori; sistemi di guida; taglio al plasma; torce.
A i r- p l a s m a c u t t i n g : s t a t e - o f - t h e - a r t a n d p ro s p e c t s d i
ESIBYAN E.M. «Paton Weld. J.», Dicembre 2000, pp. 4-15.
Bilancio energetico; proprietà termiche; taglio al plasma; taglio
termico; torce.
Plasma arc cutting of bridges steels (IIS/ IIW 1366-97, ex.
doc. I-1061-97) di HARRIS D. «Weld. World», Maggio-Giugno
2000, pp. 3-10.
Acciai da costruzione; codici di buona pratica; ponti; resistenza
a fatica; ricarica ad arco sommerso; ricerche e sviluppo; saldatura ad arco; saldatura con filo animato; superfici di taglio;
taglio al plasma.
Activity of the Russian Institute of Welding in the field of
plasma equipment and technology (Review) di SMIRNOV
V.V. et al. «Paton Weld. J.», Dicembre 2000, pp. 15-18.
Apparecchiature; recensione, rassegna; ricarica al plasma;
Russia; saldatura al plasma; spruzzatura al plasma; taglio al
plasma.
Cost calculations for cutting 8 and 10 mm mild steel with
CO 2 laser and fine jet plasma cutting (IIS/IIW-1454-99, ex.
doc. I-1083-99) di BRÖMSSEN B.V. «Weld. World», LuglioAgosto 2000, pp. 12-17.
Acciai dolci a basso carbonio; confronti; costi; taglio al plasma;
taglio laser.
Investigation of cut surface characteristics for plasma arc
cutting di WANG J. e KUSUMOTO K. «JOM», Luglio-Settembre 2000, pp. 69-74.
Acciai dolci a basso carbonio; condizioni superficiali; lamiere;
rugosità; superfici di taglio; taglio al plasma.
Artificial neural network estimation of “dross attached
level” in plasma arc cutting process di WANG J. et al. «Schw.
Schn.», Gennaio 2001, pp. E20-E24.
Acciai dolci a basso carbonio; condizioni di processo; intelligenza artificiale; simulazione; sistemi intelligenti; taglio al
plasma.
Cutting equipment di ANONIMO «Weld. Des.», Dicembre
2000, pp. 7-20.
Apparecchiature; apparecchiature per il taglio; taglio al
plasma; taglio alla fiamma; taglio laser; taglio meccanico.
Features of plasma arc cutting in nitrogen- oxygen mixtures
(Review) di VASILIEV K.V. «Paton Weld. J.», Dicembre 2000,
pp. 18-23.
Acciai al C; azoto; catodo; gas-plasma; miscela; ossigeno;
parametri di processo; taglio al plasma; velocità.
La zona termicamente alterata nel taglio plasma di acciaio e
conseguenti modificazioni metallurgiche di CHARLES M. et
al. «Lamiera», Aprile 2001, pp. 110-115.
Acciai dolci a basso carbonio; durezza; lamiere; metallurgia;
microstruttura; taglio al plasma; ZTA.
Advanced technology comes to CNC cutting di IRVING B.
«Weld. J.», Luglio 2001, pp. 36-39.
Comando numerico; elaboratori; programma di elaboratori;
taglio al plasma; taglio alla fiamma; taglio laser; taglio
termico.
Plasma arc cutting torch tracking control di WANG J. et al.
«Weld. Join.», Maggio-Giugno 2001, pp. 154-158.
Laser; programma di elaboratori; sensori; sistemi di guida;
taglio al plasma; torce.
Minimizzare i costi con il taglio ad arco plasma di PARKER P.
«Riv. Sald.», Maggio-Giugno 2001, pp. 337-339.
Costi; taglio al plasma.
Ricerche Bibliografiche
Aspetti geometrici e metallurgici nel taglio al plasma ad alta
definizione di titanio di GARIBOLDI E. e PREVITALI B.
«Lamiera», Maggio 2001, pp. 98-106.
Metallurgia; microstruttura; taglio al plasma; titanio.
Saldatura laser di lembi tagliati mediante plasma ad alta
definizione di CAPELLO E. et al. «Lamiera», Giugno 2001,
pp. 132-144.
Acciai inossidabili austenitici; CO2; confronti; controllo visivo;
microstruttura; penetrazione; precisione; preparazione dei
giunti; prove di durezza; prove di piegamento; prove di trazione;
saldatura a foro di chiave; saldatura laser; taglio al plasma.
Ta g l i o p l a s m a d i a c c i a i o i n o s s i d a b i l e e a l l u m i n i o d i
CHARLES M. et al. «Lamiera», Novembre 2001, pp. 142-149.
Acciai inossidabili; acciai inossidabili martensitici; alluminio;
leghe Al-Mg-Si; leghe d’alluminio; microstruttura; taglio al
plasma; ZTA.
The industrial application efficiency criteria of gas-laser
cutting di PAVELE L.A. e SUDNIK V.A. «Weld. Int.», Marzo
2002, pp. 224-227.
Applicazioni; costi; produttività; taglio a getto d’acqua; taglio
al plasma; taglio alla fiamma; taglio laser; taglio meccanico.
Fusion cutting with cutting gases containing nitrogen di
IRMER W. e KARPENKO M. «Welding and Cutting», MaggioGiugno 2002, pp. 172-175.
Acciai basso-legati; acciai non legati; aria; azoto; gas; metallografia; metallurgia; miscela; porosità; taglio al plasma; taglio laser.
Modern cutting machines and techniques in the shipbuilding
industry di DECKER K. «Svetsaren», Gennaio-Giugno 2002,
pp. 22-26.
Comando numerico; costruzioni navali; preparazione superficiale; taglio a getto d’acqua; taglio al plasma; taglio alla fiamma.
Analytical model of heating a component by plasma-assisted
machining di PASHATSKII N.V. e PROKHOROV A.V. «Weld.
Int.», Maggio 2002, pp. 405-407.
Apparecchiature; componenti; riscaldamento; simulazione;
taglio al plasma.
Hard plates and fine cuts - Trimming of rolled plates by
means of plasma cutting di SCHIMMACK H. et al. «Welding
and Cutting», Luglio-Agosto 2002, pp. 190-192.
Lamiere; laminazione; taglio al plasma.
Cutting and underwater cutting procedure by means of
shaped charges d i B E N G H E S C . e PARV U M . « S u d u r a » ,
Gennaio-Marzo 2002, pp. 51-54.
Ambiente subacqueo; taglio ad esplosione; taglio al plasma;
taglio subacqueo.
Inclinazione e asimmetria nel taglio al plasma ad alta
definizione di BRAZZALE L. et al. «Lamiera», Febbraio 2002,
pp. 80-88.
Controllo della qualità; fattori di influenza; gas; taglio al
plasma.
Plasma-arc cutting - a promising method of thermal cutting
di VASIL’EV K.V. «Weld. Int.», Febbraio 2003, pp. 147-151.
Parametri di processo; taglio al plasma.
Noise factor in the plasma cutting of metal di PYKIN YU.A. e
STEKLOV O.I. «Weld. Int.», Febbraio 2003, pp. 162-164.
Apparecchiature; rumore; salute del lavoro; salute e sicurezza;
taglio al plasma.
Characteristics of kerf shape in plasma arc cutting di WANG
J. et al. «JOM», 3/4-2002, pp. 38-43.
Parametri di processo; taglio al plasma.
Plasma arc cutting machine selection and techniques di
SCHMIDT B. «Weld. J.», Febbraio 2003, pp. 24-27.
Apparecchiature; scelta; taglio al plasma.
Analysis of acoustic characteristics for plasma arc cutting
di XUE W. et al. «Weld. Join.», Novembre-Dicembre 2003,
pp. 443-449.
Condizioni di processo; corrente elettrica; fattori di influenza;
parametri di processo; rumore; simulazione; taglio al plasma;
velocità.
Reducing the amount of harmful emissions and waste in
plasma cutting of metals di GORBACH V.D. et al. «Weld.
Int.», Luglio 2004, pp. 581-584.
Fumi; salute e sicurezza; taglio al plasma.
Air-plasma cutting in fabrication of locomotive parts at
“Luganskteplovoz HC” di BASOV G.G. et al. «Paton Weld.
J.», Febbraio 2004, pp. 38-40.
Costi; locomotive; parametri di processo; taglio al plasma;
taglio alla fiamma; ugelli.
PWI developments in the field of underwater welding and
cutting di KONONENKO V.YA. «Paton Weld. J.», Marzo 2004,
pp. 38-43.
Bacchette animate; controllo semiautomatico; elettrodi rivestiti;
saldatura con filo animato; saldatura subacquea; sviluppo;
taglio ad arco; taglio al plasma; taglio alla fiamma; taglio
subacqueo.
New plasma technology of shaped perforation di VASIL’EV
K.V. et al. «Weld. Int.», Agosto 2004, pp. 660-661.
Apparecchiature; sviluppo; taglio al plasma; torce.
Modeling of gas phase composition in plasma cutting of ship
hull steels di SERBIN S.I. et al. «Paton Weld. J. », Agosto 2004,
pp. 11-14.
Acciai da costruzione; aria; azoto; bassa temperatura; navi;
plasma; porosità; simulazione; taglio al plasma; vapori.
T h e g re a t d e b a t e : p l a s m a o r o x y f u e l ? d i H I D D E N S . e
BUHLER B. «Weld. J.», Marzo 2005, pp. 40-44.
Salute e sicurezza; taglio al plasma; taglio alla fiamma.
Taglio plasma ad alta definizione di DEGIORGI C. «Riv.
Sald.», Novembre-Dicembre 2002, pp. 763-774.
Plasma; storia; taglio al plasma.
Plasma cutting - an economically viable process for mild and
low-alloy steels di WEGMANN H. et al. «Welding and Cutting»,
Luglio-Agosto 2005, pp. 191-194.
Acciai basso-legati; acciai dolci a basso carbonio; confronti;
economia; gas; plasma; taglio al plasma; taglio laser; vantaggi,
svantaggi, limitazioni.
Esplorando la tecnologia di taglio con fascio plasma a secco
di COLT J. e COOK D. «Lamiera», Ottobre 2002, pp. 180-184.
Taglio al plasma.
Taglio al plasma. Come ottimizzare la durata dei materiali di
consumo di PARKER P. «Lamiera», Ottobre 2005, pp. 70-74.
Materiali di consumo; ottimizzazione; taglio al plasma.
Ricerche Bibliografiche
Gas-dynamic factors of noise emission from plasma torches
di ANAKHOV S.V. e PYKIN Y.A. «Weld. Int.», Giugno 2005,
pp. 490-494.
Rumore; saldatura al plasma; salute e sicurezza; taglio al
plasma; torce.
Fundamental characteristics of a new type plasma generator
di KOBAYASHI A. e ISHIBASHI N. «Trans. JWRI», GennaioGiugno 2005, pp. 31-35.
Plasma; proprietà elettriche; saldatura al plasma; spettroscopia; spruzzatura al plasma; taglio al plasma; temperatura;
torce.
Restricting the heat-affected zone during the plasma cutting
of high-alloy steels di ZAJAC A. e PFEIFER T. «Weld. Int.»,
Gennaio 2006, pp. 5-9.
Acciai ad alta lega; acciai inossidabili austenitici; corrente elettrica; durezza; metallografia; misura; parametri di processo;
superfici di taglio; taglio al plasma; velocità; ZTA.
Decomposition of CO 2 gas by gas tunnel type plasma jet and
its recycling system di KOBAYASHI A. e HAMANAKA H.
«Trans. JWRI», Luglio-Dicembre 2005, pp. 23-27.
CO 2 ; condizioni ambientali; gas; plasma; reazioni chimiche;
saldatura al plasma; salute e sicurezza; taglio al plasma.
Plasma arc cutting offers savings to concrete recycling facility di HIDDEN S. «Weld. J.», Giugno 2006, pp. 46-49.
Apparecchiature; calcestruzzo; parametri di processo; taglio al
plasma; torce.
Monitoring of plasma arc cutting process by cutting sound
evaluation of 2D, 3D and applied plastic strain methods for
predicting buckling welding distortion and residual stress di
KUSUMOTO K. et al. «Weld. Join.», Novembre-Dicembre
2006, pp. 701-706.
Apparecchiature; controllo della qualità; parametri di processo;
rumore; sistemi di controllo; taglio al plasma; velocità.
Plasma gouging versus traditional methods di FERNICOLA
R. «Svetsaren», Gennaio-Giugno 2006, pp. 17-23.
Confronti; costi; fumi; plasma; salute e sicurezza; scanalatura;
taglio al plasma; taglio termico.
Plasma gouging: a faster, cleaner, and quieter alternative to
carbon arc gouging - II di ASSAL A. «Svetsaren», GennaioGiugno 2006, pp. 24-26.
Scanalatura; taglio ad arco con elettrodi di carbone; taglio al
plasma; taglio termico.
Restricting the heat-affected zone during the plasma cutting
of high-alloy steels di ZAJAC A. e PFEIFER T. «Weld. Int.»,
Gennaio 2006, pp. 5-9.
Acciai ad alta lega; acciai inossidabili austenitici; corrente elettrica; durezza; metallografia; misura; parametri di processo;
superfici di taglio; taglio al plasma; velocità; ZTA.
What’s new in cutting di CULLISON A. et al. «Weld. J.»,
Gennaio 2007, pp. 38-42.
Apparecchiature per il taglio; taglio al plasma; taglio alla
fiamma; taglio laser; taglio termico.
Prospecção de novas tecnologias nos processos de sodagem e
c o r t e ( P ro s p e c t i o n o f n e w t e c h n o l o g i e s i n p ro c e s s e s o f
welding and cutting) di LERMEN R.T. e MACHADO I.G.
«Inspecao», Marzo 2006, pp. 134-140.
Acciai inossidabili; apparecchiature; campo elettromagnetico;
plasma; saldatura al plasma; saldatura TIG; taglio al plasma;
torce.
Corte con laser, plasma y oxicorte en la industria actual di
MARTINEZ F. «Sold. Tec.», 105/2007, pp. 21-25.
Taglio al plasma; taglio alla fiamma; taglio laser; taglio
termico.
P l a s m a c u t t i n g i n t h e m u l t i - p u r p o s e re s e a rc h re a c t o r
(MZFR) - Underwater use at steel thicknesses of up to 130
mm (IIW-1812-07, ex-doc. I-1151-04/I-E-381-04) di PFEIFER
W. et al. «Weld. World», Novembre-Dicembre 2007, pp. 3-10.
Acciai; centrali elettriche; demolizione; dimensioni; grandezza;
industria nucleare; spessore; taglio al plasma; taglio subacqueo; taglio termico.
Current tasks the cutting-stage is facing - High precision
groove cutting from the primary machining di IHARA D.
«Weld. Int.», Novembre 2007, pp. 800-804.
Apparecchiature; parametri di processo; preparazione dei
giunti; taglio al plasma; taglio termico.
Electrode life: a measure of system performance in plasma
cutting di HUSSARY N. e RENAULT T. «Weld. J.», Aprile
2008, pp. 30-32.
Afnio; durata dell’elettrodo; erosione; fattori di influenza; gas
di protezione; proprietà termiche; taglio al plasma; tungsteno;
usura.
Examination of the cut surface in thermal cutting of 09G2S
steel di ANAKHOV S.V. «Weld. Int.», Aprile 2008, pp. 267-270.
Acciai basso-legati; acciai dolci a basso carbonio; acciai per
condotte; azoto; bassa temperatura; condizioni di processo;
condotte; fattori di influenza; idrogeno; microstruttura; ossigeno; parametri di processo; superfici di taglio; taglio al
plasma; taglio termico.
Air plasma cutting with ABIPLAS CUT holders manufactured by ABICOR BINZEL di BERERZIUK M. e LEZOH J.
«Weld. Int.», Giugno 2008, pp. 385-387.
Apparecchiature; parametri di processo; taglio al plasma; taglio
termico; ugelli.
Plasma cutting of non-ferrous materials with water
di MONECHI M. «Stainless World», Luglio-Agosto 2007,
pp. 35-37.
Acciai inossidabili; alluminio; argo; azoto; confronti; costi;
idrogeno; leghe d’alluminio; metalli non ferrosi; miscela; taglio
a getto d’acqua; taglio al plasma; taglio laser; taglio termico.
Caratterizzazione e ottimizzazione dei parametri di taglio nel
plasma ad alta definizione di ANNONI M. et al. «Lamiera»,
Ottobre 2008, pp. 114-121.
Acciai dolci a basso carbonio; lamiere; ottimizzazione; parametri di processo; plasma; taglio al plasma.
Fonti dei riferimenti bibliografici
Riviste italiane e straniere analizzate per la Banca Dati IIS-Data
Titolo
Acciaio
Advanced Materials Processes
Alluminio e Leghe
Alluminio Magazine
Ambiente e Sicurezza sul Lavoro
Analysis Europa
Anticorrosione
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Joining of Materials
Joining Sciences
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AL
Alluminio
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Analysis
Anticorrosione
ASTM Std.
ATA
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Austr. Wdg. Res.
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Allestimento
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La Termotecnica
Termotecnica
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Lamiera
Laser
Laser
Lastechniek
Lastech.
Lavoro Sicuro
Lav. Sic.
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Stagno
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Officina
Macplas
Macplas
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Manutenzione
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Materialprüf.
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Materials Evaluation
Mat. Eval.
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Plastics Int.
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NDT & E Int.
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AMMA
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Oerlikon
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Stainless Steel World
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less
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Svetsen
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Sch. Pruf.
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Schweisst.
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Seleplast
Sicurezza
Skoda
Soldadura
Sold. Tec.
Inspecao
Soldagem
Soldering
Soud. Tecn. Con.
Souder
Stahlhau
Stainless Eu.
Stainless World
StainSteel
Engineering
Sudura
Surface
Svar. Proiz.
Sveiseteknikk
Svetsaren
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Tech. Soud.
NDT Testing
Tech. Rev.
Techn. Uberw.
Qualidade
Tec. Tra. Mare
Tec. Mare
Teknos
Br. Nondestr.
European NDT
Journal PVP
Corrosion
Paton Weld. J.
TWI Journal
Weld. Innovation
TIN
Trans. JWRI
Trans. JWS
Trans. NRIM
Ultrasonics
Unificazione
Università
Unsider
Var. Teh.
–
Weld. Joining
Weld. J. Europe
Welding
Weld. Des.
Weld. World
Weld. Int.
Wdg. J.
Weld. Prod.
Weld. Rev.
WRC Bulletin
WRI J.
Zavarivac
Zavarivanje
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FEBBRAIO 2010
Tribunale di Roma 5.8.92 N° 479/92
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353/2003 (Conv. in L. 27/02/2004 n°
46) Art. 1, Comma 1 - DCB Roma
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Elenco
degli
Inserzionisti
-17-18
--98
4+80
-19
-64
15
11
-----135
1
--2
--4a cop
---5
16
-101
14
-52
-130
----90
-63
---9
------------7
-16
-110
-----3
-3a cop
-118
129
--36
10
---136
--12
--------2a cop
97
----8
6
13
--35
3 M ITALIA
AEC TECHNOLOGY
AIPND
ANASTA
ANCCP
ANDIT AUTOMAZIONE
AQM
ASG Superconductors
ASPIRMIG
ASSOMOTORACING
BÖHLER WELDING GROUP ITALIA
CAPILLA
CARPANETO - SATI
CEA
CEBORA
CGM TECHNOLOGY
COFILI
COM-MEDIA
COMMERSALD
C.T.A. - COLLEGIO TECNICI ACCIAIO
DRAHTZUG STEIN
DVC - DELVIGO COMMERCIALE
EDIBIT
EDIMET
ESAB SALDATURA
ESARC
ETC OERLIKON
EUROCONTROL
F.B.I.
FABTECH CONSULTING ENGINEERS
FEI Forum Energetico Internazionale
FIERA ACCADUEO
FIERA AFFIDABILITA’ & TECNOLOGIE
FIERA ALUMOTIVE
FIERA BIAS
FIERA BIMEC
FIERA BI-MU
FIERA BIMU-MED
FIERA COMPOTEC
FIERA DI ESSEN
FIERA EMO MILANO
FIERA EUROMAINTENANCE
FIERA EXPOLASER
FIERA LAMIERA
FIERA MAQUITEC
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FIERA MECFORPACK
FIERA MECSPE
FIERA METALRICICLO
FIERA METEF
FIERA MOTORSPORT EXPOTECH
FIERA SAMUMETAL
FIERA SEATEC
FIERA SICURTECH
FIERA TECHFLUID
FIERA VENMEC
FRONIUS
G.B.C. INDUSTRIAL TOOLS
G.E.INSPECTION TECHNOLOGIES
G. FISCHER
GILARDONI
HARMS & WENDE
HYPERTHERM Europe B.V.
IGUS
INE
IPM
ITALARGON
ITW
LANSEC ITALIA
LASTEK
LENZI EGISTO
LINCOLN ELECTRIC ITALIA
LINK INDUSTRIES
MCM DAYS
MEDIAPOINT & COMMUNICATIONS
MEDIAVALUE
NDT ITALIANA
OGET
OLYMPUS ITALIA
ORBITALUM TOOLS
OXYTURBO
PARODI SALDATURA
RIVISTA BELTEL
RIVISTA DE QUALITATE
RIVISTA MECCANICA & AUTOMAZIONE
RIVISTA U & C
RIVOIRA
RTM
SACIT
SAF - FRO
SALTECO
SANDVIK ITALIA
SELCO
SEMAT CARPENTERIA
SE.MAT
SIAD
SOGES
SOL WELDING
STUDIOBOOK
TEC Eurolab
TECNEDIT
TECNOELETTRA
TECNOMECCANICA
TEKA
TELWIN
THERMIT ITALIANA
TRAFILERIE DI CITTADELLA
Via San Bovio, 3 - Località San Felice - 20090 SEGRATE (MI)
Via Leonardo Da Vinci, 17 - 26013 CAMPAGNOLA CREMASCA (CR)
Via A. Foresti, 5 - 25127 BRESCIA
Via G. Tarra, 5 - 20125 MILANO
Via Rombon, 11 - 20134 MILANO
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 Podi, 10 - 10060 VIRLE PIEMONTE (TO)
Via Tanari, 68/a - 40024 CASTEL S. PIETRO TERME (BO)
Via Palizzi, 90 - 20157 MILANO
Via per Telgate - Loc. Campagna - 24064 GRUMELLO DEL MONTE (BG)
Via Ferrero, 10 - 10090 RIVOLI/CASCINE VICA (TO)
Corso E. Filiberto, 27 - 23900 LECCO
Via A. Costa, 24 - 40057 CADRIANO DI GRANAROLO (BO)
Via Adda, 21 - 20090 OPERA (MI)
Via Friuli, 5 - 20046 BIASSONO (MI)
Via Serio, 16 - 20139 MILANO
Via Bottego, 245 - 41100 COGNENTO (MO)
Piazzale R. Morandi, 2 - 20121 MILANO
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 (MI)
Via Rimembranze, B-1/2 - 33033 CODROIPO (UD)
c/o CENACOLO - Via C. Colombo, 101/h - 29100 PIACENZA
c/o BOLOGNAFIERE - Piazza Costituzione, 6 - 40128 BOLOGNA
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c/o ADExpo - Viale della Mercanzia, 142 Centergross - 40050 FUNO DI ARGELATO (BO)
c/o FIERA MILANO RASSEGNE - Piazzale Carlo Magno, 1 - 20149 MILANO
c/o UCIMU - Viale Fulvio Testi, 128 - 20092 CINISELLO BALSAMO (MI)
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Via Vincenzo Monti, 8 - 20123 MILANO
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c/o PIACENZA EXPO - S.S. 10 Loc. Le Mose - 29100 PIACENZA
c/o EXPO CONSULTING - Via Brugnoli, 8 - 40122 BOLOGNA
c/o BOLOGNAFIERE - Piazza Costituzione, 6 - 40128 BOLOGNA
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 - 41100 MODENA
c/o PORDENONE FIERE - Viale Treviso, 1 - 33170 PORDENONE
c/o CARRARAFIERE - Viale Galileo Galilei, 133 - 54033 MARINA DI CARRARA (MS)
c/o FIERA MILANO TECH - Via Gattamelata, 34 - 20149 MILANO
c/o PADOVAFIERE - Via N. Tommaseo, 59 - 35131 PADOVA
Via Monte Pasubio, 137 - 36010 ZANE’ (VI)
Via Artigiani, 17 - 25030 TORBIATO DI ADRO (BS)
Via Grosio, 10/4 - 20151 MILANO
Via Sondrio, 1 - 20063 CERNUSCO SUL NAVIGLIO (MI)
Via A. Gilardoni, 1 - 23826 MANDELLO DEL LARIO (LC)
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 A. Tadino, 19/A - 20124 MILANO
Via S. Bernardino, 92 - 24126 BERGAMO
Via Privata Iseo, 6/E - 20098 S. GIULIANO MILANESE (MI)
Via Bizet, 36/N - 20092 CINISELLO BALSAMO (MI)
Viale dello Sport, 22 - 21026 GAVIRATE (VA)
Via G. Di Vittorio, 39 - 59021 VAIANO (PO)
Via Fratelli Canepa, 8 - 16010 SERRA RICCO’ (GE)
Ponte Morosini, 49 - 16126 GENOVA
Corso Buenos Aires, 8 - Corte Lambruschini - 16129 GENOVA
Via Domenichino, 19 - 20149 MILANO
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Via Torino, 216 - 10040 LEINI’ (TO)
Via Modigliani, 45 - 20090 SEGRATE (MI)
Josef-Schüttler-Strasse, 17 - 78224 SINGEN (Germania)
Via Serio, 4/6 - 25015 DESENZANO DEL GARDA (BS)
Via Piave, 33 - Z.I. - 17047 VADO LIGURE (SV)
c/o THE C’ COMUNICAZIONE - Via Orti, 14 - 20122 MILANO
c/o TECNA EDITRICE - Viale Adriatico, 147 - 00141 ROMA
Via Rosellini, 12 - 20124 MILANO
c/o THE C’ COMUNICAZIONE - Via Orti, 14 - 20122 MILANO
Via C. Massaia, 75/L - 10147 TORINO
Via Circonvallazione, 7 - 10080 VICO CANAVESE (TO)
Via del Lavoro, 8 - 36020 CASTEGNERO (VI)
Via Torricelli, 15/A - 37135 VERONA
S.P. Rivoltana, 35/b - 20090 LIMITO DI PIOLTELLO (MI)
Via Varesina, 184 - 20156 MILANO
Via Palladio, 19 - 35010 ONARA DI TOMBOLO (PD)
Via Fornaci, 45/47 - 25040 ARTOGNE (BS)
Via Monterosa, 81/A - 20043 ARCORE (MB)
Via S. Bernardino, 92 - 24126 BERGAMO
Via alla Stazione di San Quirico, 7 - 16163 GENOVA
Via Meucci, 26 - 36030 COSTABISSARA (VI)
c/o the C’ Comunicazione - Via Orti, 14 - 20122 MILANO
Viale Europa, 40 - 41011 CAMPOGALLIANO (MO)
Via delle Foppette, 6 - 20144 MILANO
Via Nazionale, 50a - 70 - 23885 CALCO (LC)
Via della Borsa, 11 - 31033 CASTELFRANCO VENETO (TV)
Industriestraße, 13 - 46342 VELEN (D)
Via della Tecnica, 3 - 36030 VILLAVERLA (VI)
Piazzale Santorre di Santarosa, 9 - 20156 MILANO
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