Copertina 5_08:Copertina 5_08 - Istituto Italiano della Saldatura

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Istituto Italiano della Saldatura - Lungobisagno Istria, 15 - 16141 Genova (Italia) - Tariffa R.O.C.: "Poste Italiane SpA- Sped. A.P.-D.L.353/2003 (conv. in L. 27/02/2004 n.46) art.1 comma 1, DCB Genova" Tassa Pagata - Taxe Perçue ordinario - Contiene IP Bimestrale Settembre-Ottobre 2008 ISSN:0035-6794
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Organo Ufficiale dell’Istituto Italiano della Saldatura - anno LX - N. 5 * 2008
Numero 5
2008
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Editoriale
Gli allegri
compagni
della foresta
T
empi duri per gli allegri compagni
della foresta, che tirano spensieratamente la vita nel bel Paese (da non confondersi con l’omonimo formaggio).
Una notizia ferale comincia a prendere
corpo nella chiassosa confusione della
festa.
Stanno finendo i quattrini!
Non tutti i quattrini, ovviamente. Le formiche hanno certamente provveduto a
mettere da parte qualcosa, per i tempi
duri. I più bravi ed i più furbi continuano, altrettanto certamente, a portare a
termine buoni affari.
No. Sono finiti i quattrini per la festa!
Ed allora per gli allegri compagni della
foresta comincia a prospettarsi un
quadro desolante. Bisognerà decidersi a
lavorare!
Addio tempi belli, in cui la tranquillizzante quiete di uno stipendio assicurato
consentiva consolanti attenzioni verso la
propria salute non solo fisica ma anche
624 Riv. Ital. Saldatura - n. 5 - Settembre / Ottobre 2008
psicologica, privilegiando adeguati
riposi, privi di ogni tensione. Al riparo,
ovviamente, di avanzate teorie sociologiche circa la qualità della vita, in un
contesto equo e solidale.
Occorrerà, invece, cominciare a confrontarsi con i risultati, magari in un insensibile contesto mercatista. Alla
bisogna, occorrerà addirittura crearsi
una competenza spendibile.
Che caduta di stile!
E tuttavia la festa è frequentata anche da
personaggi diversi, più sofisticati. Che
nella festa non cercano tranquillità, ma
potere personale e di parte.
Sempre con i quattrini della festa, ovviamente! Che stanno finendo!
Anche qui si nota una qualche agitazione. Se finiscono i quattrini, non si
potrà più dispensare né “panem” né “circenses”. E allora addio “clientes”.
Forse occorrerà addirittura riciclarsi. E
magari diventare anche liberisti. Con
buona pace della qualità della vita nel
contesto equo e solidale.
Per chi non partecipa alla festa, ma da
troppo tempo paga il conto, questo scenario porta con sé qualche motivo di
perfida soddisfazione. Era ora!
Ma sarà proprio vero!
Temo che il percorso non sarà breve, né
semplice, né definitivo. Qualche decina
d’anni di comportamenti poco virtuosi
hanno creato abitudini radicate e convenienze dure a morire.
E forse, nei migliori, perfino convinzioni.
Quello che è entrato in crisi non è soltanto un sistema, ma un intero modello
culturale. Ed è entrato in crisi nel modo
più classico, fallendo sul piano economico, non riuscendo a sostenere ulteriormente i propri costi. Ubriacato da una
dilagante logorrea ideologica e dimentico delle quattro operazioni dell’aritmetica.
Che strano Paese è il bel Paese, così
prodigo, ad esempio, di personaggi dello
spettacolo, quello proprio e quello improprio, e così avaro di statisti.
Tanto che si è dovuto accontentare di
statalisti.
Che non sono la stessa cosa e la cui
madre, almeno nel bel Paese, è sempre
incinta.
Dott. Ing. Mauro Scasso
Segretario Generale IIS
ANNO LX
Settembre-Ottobre 2008
Pubblicazione bimestrale
DIRETTORE RESPONSABILE: Ing. Mauro Scasso
REDATTORE CAPO: Geom. Sergio Giorgi
REDAZIONE: Sig.ra Deborah Testoni, P.I. Maura Rodella
PUBBLICITÀ: Sig. Franco Ricciardi
Organo Ufficiale
dell'Istituto Italiano della Saldatura
Abbonamento annuale 2008:
Italia: .......................................... € 90,00
Estero: ........................................ € 155,00
Un numero separato: ................ € 20,00
La Rivista viene inviata gratuitamente ai Soci
dell’Istituto Italiano della Saldatura.
Direzione - Redazione - Pubblicità:
Lungobisagno Istria, 15 - 16141 Genova
Telefono: 010 8341333
Telefax: 010 8367780
e-mail: [email protected]
web: www.iis.it
Sommario
Articoli
627
I generatori AC/DC con il controllo della forma d’onda: l’innovazione nella
saldatura ad arco sommerso - G. PEDRAZZO, C.A. BARONE, G. RUTILI
635
Viblade™: Friction Stir Welding per materiali plastici - A. SCIALPI et al.
647
Metodi e soluzioni per unire lamiere di materiali metallici diversi tramite arco
voltaico - J.P. BERGMANN et al.
657
Ponti in duplex: risultati di un progetto di ricerca europeo - E. MAIORANA
673
Applicazione dell’approccio “structural stress” ad un giunto saldato di geometria
complessa - C.M. RIZZO, M. CODDA
687
Correlation between GMAW process and weld quality parameters: a neural network
approach applied in the automotive industry - F.A. REYES-VALDÉS et al.
695
International Institute of Welding (IIW)
Extract from the Annual Report 2007
705
IIS Didattica
Principi per lo studio dei costi di saldatura
Rubriche
715
Scienza e Tecnica
Ricerca sperimentale per applicazioni della Friction Stir Welding (FSW) su
componenti aeronautici ed automobilistici - A. LAURO
717
Leggi e Decreti
Dal Dlgs. 81/2008 il traghetto dalla “certificazione di sistema” alla conformità
legislativa (salvagente per l’impresa?) - T. LIMARDO
719
Normativa Tecnica
Gli Eurocodici - S. GIORGI
721
Salute, Sicurezza e Ambiente
Dal dover essere al benessere lavorativo - E. LIMARDO
727
Dalle Aziende
735
Notiziario
Letteratura tecnica
Codici e norme
Corsi
Mostre e convegni
745
Ricerche bibliografiche da IIS-Data
Corrosione sotto tensione (Stress Corrosion)
752
Elenco degli Inserzionisti
Rivista associata
Registrazione al ROC n° 5042 - Tariffa R.O.C.: “Poste
Italiane S.p.A. - Spedizione in Abbonamento Postale
D.L. 353/2003 (conv. in L. 27/02/2004 n° 46) art. 1
comma 1, DCB Genova” - Fine Stampa Ottobre 2008
Aut. Trib. Genova 341 - 20.4.1955
Progetto grafico: Marcs & Associati srl - Rozzano (MI)
Fotocomposizione e stampa:ALGRAPHY S.n.c.- 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 dell’art. 10
della Legge 675/96, i dati personali dei destinatari della
Rivista saranno oggetto di trattamento nel rispetto della
riservatezza, dei diritti della persona e per finalità
strettamente connesse e strumentali all’invio della
pubblicazione e ad eventuali comunicazioni ad esse correlate.
5
In copertina
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I generatori AC/DC con il controllo della
forma d’onda: l’innovazione nella
saldatura ad arco sommerso
(°)
G. Pedrazzo *
C.A. Barone *
G. Rutili **
Sommario / Summary
L’adozione di sistemi di generazione di potenza basata sull’uso di inverter di ultima generazione ad elevata efficienza
unitamente ad un controllo della forma d’onda, sia per quanto
riguarda la frequenza e la durata del periodo nonché il rapporto tra le semionde positive e negative, fanno sì che si
possano concepire processi di giunzione con esecuzione
mista AC/DC.
Regolando opportunamente i parametri che controllano la
forma dell’onda si possono ottenere risultati interessanti e
misurabili in termini di produttività; forma del cordone e penetrazione, apporto termico e distorsioni.
Il presente articolo spiega questi aspetti e presenta una sperimentazione condotta presso il laboratorio Processi Speciali di
Saldatura (PSS) dell’Istituto Italiano della Saldatura nella
realizzazione di cordoni di saldatura su laminati piani in
acciaio strutturale (C-Mn) adottando una metodologia SAW
di stampo “convenzionale” in parallelo con un’altra “Full
Wave Control”. Lo studio comparativo permette di constatare
il reale impatto dell’innovazione.
The introduction of highly efficient inverter based power
systems of the last generation which allow a full control of the
(°) Memoria presentata alle Giornate Nazionali di Saldatura 4 Workshop: “Sviluppi e tendenze dei processi di saldatura
tradizionali” - Genova, 25-26 Ottobre 2007.
* Lincoln Electric Italia S.r.l. - Genova.
** Istituto Italiano della Saldatura - Genova.
wave shape both in frequency, balance and offset has
changed the possibilities of welding with the Subarc process.
By controlling the parameters which determine the wave form
it is possible to achieve outstanding results in terms of productivity, bead shape and penetration, heat input and reduction of distortions.
The paper presents experimental tests made at the laboratory
Processi Speciali di Saldatura (PSS) of the Italian Welding
Institute. Several beads on C-Mn plates have been deposited
both with a conventional Subarc Equipment and with the new
technology “Full Wave Control” provided by the Power Wave
AC-DC by Lincoln Electric.
The compared results give a clear view of the potential of the
new technology.
Keywords:
Carbon manganese steels; efficiency; energy input; penetration; plate; process parameters; submerged arc welding;
waveform; weld shape; welding inverters; welding power
sources.
Riv. Ital. Saldatura - n. 5 - Settembre / Ottobre 2008 627
G. Pedrazzo et al. - I generatori AC/DC con il controllo della forma d’onda: l’innovazione nella saldatura ad arco sommerso
1. Introduzione
A differenza dei processi di saldatura
“ad arco aperto”, il processo di saldatura
ad arco sommerso ha subìto, negli anni,
una evoluzione poco significativa,
almeno dal punto di vista del controllo e
della gestione dell’arco.
Per i processi a filo continuo con protezione gassosa, infatti, al di là dell’evoluzione dei materiali d’apporto (fili
animati per FCAW; fili autoprotetti), si
sono affermate negli anni le seguenti
tendenze di sviluppo:
• impiego di elettronica di potenza applicata al processo che ha consentito
una modulazione delle forme d’onda
applicate all’arco pulsato tale da ottimizzare i parametri in funzione degli
obiettivi/performances fissati;
• utilizzo di fili multipli (Tandem MIG)
finalizzato all’aumento di produttività;
• procedimento STT per trasferimento
in “short arc” con distacco della
goccia pilotato dall’andamento della
corrente nell’arco;
• modalità di trasferimento del materiale d’apporto finalizzate all’ottenimento di elevati tassi di deposito,
grazie all’abbinamento con miscele
quaternarie, che hanno richiesto la
messa a punto di generatori sinergici
di elevata potenza dotati di software
di gestione dedicati.
Nel processo ad arco sommerso la possibilità di regolazione dei parametri era
fino a poco tempo fa limitata al controllo
della velocità del filo (o corrente) e della
tensione. Miglioramenti sostanziali del
tasso di deposito con il mantenimento di
buone caratteristiche meccaniche si sono
avuti con lo sviluppo dei sistemi multiarco largamente usati nella produzione
di tubazioni. Oggi questo limite è stato
superato grazie all’introduzione dell’elettronica di potenza che, anche nell’ambito della tecnologia ad arco sommerso,
consente l’ottimizzazione dell’arco garantendo la gestione ed il controllo di più
parametri elettrici in funzione dei requisiti da soddisfare.
Il presente articolo si propone di illustrare, tramite prove sperimentali, l’influenza dei vari parametri sui quali si
può agire grazie alla tecnologia Power
Wave ® AC/DC 1000 sviluppata dalla
Lincoln Electric. La sperimentazione
condotta è mirata a stabilire una correlazione tra i parametri elettrici e il tasso di
deposito e la geometria del cordone in
applicazioni con il processo ad arco
sommerso. Esperienze in produzione, in
differenti applicazioni industriali, hanno
evidenziato i vantaggi derivanti dalla
possibilità di agire sulla forma dell’onda
in corrente alternata:
• elevati depositi, tipici del DC- con
cordoni più “larghi” e “raccordati”
oppure maggiore penetrazione, in
funzione delle specifiche richieste;
• migliore aspetto del cordone;
• maggiore stabilità dell’arco;
• migliore innesco;
• regolazione (contenimento) dell’apporto termico specifico (rispetto all’apporto tipico associato alla convenzionale alimentazione in DC-);
• riduzione dei fenomeni di distorsione
termica nella saldatura di lamiere
sottili;
• riduzione dei fenomeni di soffio magnetico;
• semplicità di gestione/controllo del
processo di saldatura.
La campagna di prove è stata condotta
utilizzando un generatore Power Wave®
AC/DC 1000 che permette un controllo
completo dei principali parametri elet-
Figura 1
trici, con la possibilità di utilizzare varie
forme d’onda per la corrente (Fig. 1).
Power Wave® AC/DC 1000 infatti , utilizzando una unità modulare a tecnologia inverter basata su controllo digitale,
consente di gestire in maniera flessibile,
senza modifiche hardware e senza cambiare cablaggio, i parametri caratteristici:
• utilizzo della caratteristica a Corrente
Costante o della caratteristica a Tensione Costante (CC vs. CV);
• utilizzo di Corrente Continua (DC+ o
DC-) o Corrente Alternata (AC) con
onda sinusoidale o quadra;
• possibilità di utilizzare frequenze da
10 Hz a 100 Hz;
• controllo del bilanciamento dell’onda
che permette di impostare una maggiore o minore percentuale di componente DC+;
• controllo della compensazione
(Offset) che consente di variare il rapporto tra l’ampiezza delle semionde
positive e negative.
2. Saggi realizzati
Si è scelto di realizzare una serie di
cordoni “bead on plate”, per eliminare le
eventuali differenze dovute alla forma
del cianfrino, mantenendo costanti i
parametri elettrici e geometrici.
• Corrente:
500 A
• Tensione:
30 V
• Stick out:
25 mm
• Velocità di saldatura: 580 mm/min
• Filo:
Ø 3.2 mm
• Heat Input:
1.5 kJ/mm
I saggi realizzati ed i parametri utilizzati
sono riportati nella Tabella I.
3. Power Wave® AC/DC 1000
a confronto con sistemi
tradizionali
+ampere
tempo
Grazie alla possibilità di gestire in modo
indipendente frequenza, bilanciamento
dell’onda (Balance) e compensazione
(Offset), la tecnologia Power Wave ®
AC/DC 1000 rende possibili i tassi di
deposito tipici di un DC- senza gli
aspetti negativi di solito legati alla polarità DC-, come il soffio magnetico.
Consente inoltre il controllo della geometria superficiale del cordone limitando l’eccessiva convessità del sovrametallo. Questo aspetto è utile per
ridurre il rischio di incisioni marginali e
possibili “zone d’ombra”, in applicazioni multipass, con conseguenti rischi
di inclusioni di scoria e per ridurre lo
spessore del rivestimento delle tubazioni.
L’uso del processo ad arco sommerso
in modalità DC+, che con macchine
convenzionali è l’unico a garantire facili
inneschi e stabilità d’arco, comporta
una buona profondità di penetrazione,
il controllo della quale viene ottenuto
-ampere
I Ciclo
Figura 2
tramite la regolazione della corrente
di saldatura, associata alla velocità del
filo.
L’utilizzo di una tecnologia basata su
corrente alternata modulata in onda
quadra permette invece di scegliere accuratamente la profondità di penetrazione senza peraltro dover rinunciare ad
una elevata produttività (elevato tasso di
deposito). Inoltre, rispetto alle convenzionali tecnologie basate sull’impiego di
corrente alternata con onda sinusoidale,
la tecnologia Power Wave® AC/DC 1000
presenta il vantaggio di un arco più
stabile.
Il tempo di transizione è una tipica causa
di instabilità dell’arco normalmente associata con la modalità AC.
Come si può rilevare dalla Figura 2,
il tempo di transizione per un’onda sinusoidale è maggiore di quello dell’onda
quadra di pari valore efficace di
corrente.
La riduzione del periodo di transizione
si traduce ovviamente in maggiore stabilità dell’arco.
TABELLA I - Saggi realizzati nel programma sperimentale.
Saggio
Corrente
Controllo
Polarità
Frequenza
[Hz]
A
DC
CC
+
n.a.
0
B
DC
CC
-
n.a.
0
C
AC
CC
n.a.
60
50%
0
D
AC
CC
n.a.
60
25%
0
E
AC
CC
n.a.
60
75%
0
F
AC
CC
n.a.
60
50%
-25
G
AC
CC
n.a.
60
50%
+25
H
AC
CC
n.a.
20
50%
0
I
AC
CC
n.a.
40
50%
0
Bilanciamento
Offset
L
AC
CC
n.a.
80
50%
0
M
AC
CC
n.a.
100
50%
0
N
AC
CC
n.a.
60
75%
+25
O
AC
CC
n.a.
60
25%
-25
P
AC
CC
n.a.
20
25%
-25
Q
AC
CC
n.a.
100
25%
-25
+ampere
+ampere
tempo
tempo
-ampere
-ampere
Figura 3
Figura 4
4. Effetti del bilanciamento
dell’onda quadra
Il bilanciamento è espresso come percentuale di componente DC+. Nelle
Figure 3 e 4 si rappresentano schematicamente le due situazioni estreme di bilanciamento.
La situazione nella Figura 3 rappresenta
un bilanciamento 25% ovvero per il 25%
del tempo l’arco è positivo, mentre per il
rimanente 75% è negativo. Il caso
opposto si verifica per la situazione rappresentata nella Figura 4.
La possibilità di bilanciare la percentuale di polarità positiva o negativa
incide sul controllo del tasso di deposito
e la profondità di penetrazione. Con una
più alta percentuale di corrente positiva
si otterranno infatti profondità di penetrazione più elevate e minori tassi di deposito.
Le prove sperimentali condotte hanno
consentito di mettere a confronto i risultati ottenuti utilizzando le tecnologie
convenzionali DC+ e DC-, con i risultati
ottenibili mediante la modulazione dell’onda quadra.
Si riportano nella Tabella II i valori ottenuti per le grandezze ritenute significa-
tive per la qualità di forma e di profilo
del cordone e per la quantità di deposito
ottenibile.
Al diminuire della percentuale di componente positiva, tra i due estremi “convenzionali” DC+ e DC- si verifica un
aumento del tasso di deposito cui corrisponde una diminuzione della profondità di penetrazione. Tra il provino E ed
il provino D, ovvero tra i due estremi del
bilanciamento, si rileva un aumento del
tasso di deposito pari circa al 22%,
+500 ampere
tempo
0
-500 ampere
Figura 5 - Effetti del bilanciamento sull’onda quadra.
TABELLA II - Parametri significativi del deposito di saldatura.
Mod.
Bilanciamento
Offset
A
DC+
#
0
60
CC
Frequenza
Controllo
P
r
o
v
i
n
o
Hz
Vmedia
avanzamento
filo
Velocità di
esecuzione
mm/s
cm/min
29.07
58
Tasso di
deposito
Larghezza
cordone
Profondità di
penetrazione
Sovrametallo
g/s
mm
mm
mm
1.55
15.4
5.4
2.1
E
AC
75%
0
60
CC
26.52
58
1.67
14.5
4.8
2.3
C
AC
50%
0
60
CC
29.12
58
1.84
15.4
4.3
2.3
D
AC
25%
0
60
CC
32.29
58
2.04
17.9
3.5
2.6
B
DC-
#
0
60
CC
42.24
58
2.67
17.5
3.2
3.1
Mod.
Bilanciamento
Offset
G
AC
50%
25
60
C
AC
50%
0
60
F
AC
50%
-25
60
Frequenza
Hz
mentre la profondità di penetrazione è
diminuita del 29% circa.
Si rileva inoltre che la geometria del
cordone risulta sempre meglio “raccordata” all’aumentare della componente
positiva.
Pur essendo uguale il valore dell’apporto
termico calcolato, è importante evidenziare che, all’aumentare della percentuale di componente negativa, aumenta
la percentuale di energia termica localizzata sul filo, riducendo la quota parte di
energia termica che si distribuisce sul
pezzo da saldare con la conseguenza di
un minore ingrossamento del grano.
La Figura 5 illustra in dettaglio l’influenza del bilanciamento sull’onda
quadra.
5. Effetto della compensazione
(Offset)
Tot. ampere
50% Negativo 50% Positivo
La variazione dell’Offset, riportata nella
Figura 6, rappresenta la capacità del
sistema di aumentare o diminuire la dimensione della porzione positiva o negativa dell’ampiezza totale della corrente.
Il range di variabilità consentito dal
sistema è tra +25% e –25% in maniera
continua.
Figura 6 - Variazioni dell’Offset.
Vmedia
avanzamento
filo
Velocità di
esecuzione
mm/s
cm/min
CC
27.45
58
CC
29.12
58
CC
31.01
58
Tasso di
deposito
Larghezza
cordone
Profondità di
penetrazione
Sovrametallo
g/s
mm
mm
mm
1.73
13.6
4.7
2.2
1.84
15.4
4.3
2.3
1.96
16.3
3.7
2.3
Un valore dell’Offset pari a +25% equivale ad un aumento della componente
positiva, con conseguente aumento della
profondità di penetrazione a svantaggio
del tasso di deposito.
In maniera diametralmente opposta un
valore di –25%, con conseguente abbassamento della curva a favore di una componente negativa più elevata, consentirà
un tasso di deposito più elevato ed un
valore della profondità di penetrazione
inferiore.
Si riportano nella Tabella III i risultati
della sperimentazione condotta.
Sono stati messi a confronto i risultati
ottenuti con i valori estremi dell’Offset
consentito.
Con un Offset pari a +25%, quindi con
una maggiore ampiezza della semionda
positiva (tra +375 e –625°), si è ottenuto
un giunto con
buona profondità
+500 ampere
di penetrazione,
4.7 mm, ma tasso
di deposito inferiore a quello ottenuto con Offset
–25%, ovvero con
0
diagramma di
corrente “traslato” verso il
50% Positivo
50% Negativo
25% Positivo
75% Negativo
basso (tra -375 e +625°).
Tra il provino G ed il provino F, ovvero
tra i due estremi del range dell’Offset, si
rileva un aumento del tasso di deposito
pari a circa il 13%, mentre la profondità
di penetrazione è diminuita del 21%
circa.
La Figura 7 illustra i risultati ottenuti.
6. Effetto della frequenza
Rispetto all’alimentazione di rete, 50 o
60 Hz, la tecnologia Power Wave ®
AC/DC 1000 consente un più ampio
range di variabilità, compreso tra i 10 e i
100 Hz.
Le prove condotte dai colleghi americani sembrano mostrare un andamento
non lineare della profondità di penetra-
-500 ampere
Tot. ampere
P
r
o
v
i
n
o
Controllo
TABELLA III - Variazioni dell’Offset e risultati ottenuti.
Figura 7 - Variazioni dell’Offset.
+500 ampere
tempo
0
-500 ampere
illustrato nella Figura 10.
I valori rilevati possono essere salvati su
file di testo per una visualizzazione
futura.
Il sistema consente il controllo remoto in
alternativa all’utilizzo della cassetta controllo, sia per arco singolo che per
sistemi multiarco, pur mantenendo facilità di utilizzo sia per gli operatori che
per i controllori.
Sono inoltre disponibili programmi di
diagnostica con i quali:
• è possibile eseguire la calibrazione
degli strumenti del generatore in
modo facile e preciso;
• è possibile verificare periodicamente
l’integrità ed il deterioramento dei
cavi di potenza misurandone la resistenza ed il valore di induttanza rispetto al valore registrato all’avviamento dell’impianto.
Figura 8 - Risultati ottenuti con la variazione di frequenza.
8. Conclusioni
zione con la frequenza, con la tendenza
a una diminuzione della penetrazione
alle frequenze più alte.
Le prove da noi condotte confermano
questo andamento e anche la necessità
di approfondire l’influenza della frequenza con una campagna di prove più
estesa.
La Tabella IV e la Figura 8 illustrano sia
i parametri sperimentali che il risultato
del cambio di frequenza.
Stato
macchina
Indicatore
arco
7. Comunicazione software
Uno dei vantaggi rappresentati dall’impiego della tecnologia Power Wave ®
AC/DC 1000 è costituito dalla possibilità di interfacciarsi via software con la
macchina in modo semplice, direttamente tramite un normale PC (Fig. 9).
I software disponibili consentono la visualizzazione su grafico dinamico di
corrente, tensione e velocità filo, come
Le prove condotte confermano le enormi
potenzialità di miglioramento della produttività e di controllo della geometria
del cordone ottenibili con l’impiego del
Power Wave® AC/DC 1000 nell’esecuzione di giunti saldati in arco sommerso
grazie alla possibilità di controllare in
modo indipendente:
• la caratteristica dell’arco (CC / CV);
• la modalità di esecuzione, se in DC o
Valori di lavoro
Corrente/WFS
Controllo filo
a freddo
Figura 9 - Gestione informatica della
macchina tramite PC.
Figura 10 - Andamento dei parametri elettrici di processo.
TABELLA IV - Variazioni della frequenza e risultati ottenuti.
Mod.
Bilanciamento
Offset
H
AC
50%
0
20
CC
Frequenza
Controllo
P
r
o
v
i
n
o
Hz
Vmedia
avanzamento
filo
Velocità di
esecuzione
mm/s
cm/min
29.78
58
Tasso di
deposito
Larghezza
cordone
Profondità di
penetrazione
Sovrametallo
g/s
mm
mm
mm
1.88
14.4
4.5
1.9
I
AC
50%
0
40
CC
27.42
58
1.73
16.5
4.2
2.2
C
AC
50%
0
60
CC
29.12
58
1.84
15.4
4.3
2.3
L
AC
50%
0
80
CC
28.87
58
1.82
15.5
4.4
2.1
M
AC
50%
0
100
CC
27.22
58
1.72
15.6
4.3
2.4
in CA sinusoidale o CA a onda
quadra;
• le frequenze in un range di variabilità
da 10 Hz a 100 Hz;
• il bilanciamento dell’onda;
• la compensazione (Offset).
Queste potenzialità sono state verificate
con successo in diversi comparti industriali, con l’utilizzo in produzione di
questa tecnologia per la saldatura di recipienti in pressione su un’ampia gamma
di materiali e spessori, per la saldatura di
strutture e carpenteria pesante, per la saldatura di tubazioni per il trasporto di gas
e tubazioni per applicazioni strutturali.
Giovanni PEDRAZZO, laureato in Ingegneria Meccanica, è il Direttore
Commerciale Lincoln Electric Italia per il Sud-Est Europa. Dal 1976 in
Ansaldo Energia (Genova) alla progettazione turbine a vapore, quindi dal
1981 in ARMCO (Genova), in qualità di Responsabile consumabili, robotica,
taglio automatico e procedimenti di saldatura. Dal 1985 in Lincoln come
Responsabile della filiale italiana. Ha ottenuto la certificazione “European
Welding Engineer”.
Carmela Andrea BARONE, ha conseguito nel 2003 la laurea in Ingegneria
Meccanica presso il Politecnico di Bari. Dal 2003 al 2007 ha lavorato
nell’ambito della manutenzione e costruzione di impianti industriali presso la
Società Cestaro Rossi S.p.A. di Bari. Dal 2007 riveste il duplice ruolo di Weld
Tech Manager e Consumables Manager presso la Lincoln Electric Italia S.r.l..
Gianluca RUTILI, laureato in Ingegneria Meccanica presso l’Università di
Genova. Funzionario dell’Istituto Italiano della Saldatura dal 2001,
attualmente è in forza all’Area Ricerca Processi Speciali Saldatura. Si occupa
di ispezione, assistenza e sviluppo dei processi di saldatura manuali ed
automatizzati e svolge attività di ricerca sulla saldatura di materiali avanzati
e sui procedimenti di saldatura innovativi con particolare indirizzo sui sistemi
a filo continuo, ad arco sommerso, laser, saldatura/taglio plasma e friction
stir welding.
Norme per la qualificazione dei saldatori,
degli operatori di saldatura e dei brasatori
elaborate dal CEN /TC121 “Welding”
EN 287-1
EN 1418
EN ISO 9606- 2
EN ISO 9606-3
EN ISO 9606-4
EN ISO 9606-5
EN 13133
EN ISO 15618- 1
EN ISO 15618- 2
Qualification test of welders - Fusion welding - Part 1: Steels
Welding personnel - Approval testing of welding operators for fusion welding and resistance weld
setter for fully mechanized and automatic welding of metallic materials
Qualification test of welders - Fusion welding - Part 2: Aluminium and aluminium alloys
Approval testing of welders - Fusion welding - Part 3 - Copper and copper alloys
Approval testing of welders - Fusion welding - Part 4 - Nickel and nickel alloys
Approval testing of welders - fusion welding - titanium and titanium alloys, zirconium and zirconium
alloys
Brazing - Brazer approval
Approval testing of welders for underwater welding - Part 1: Diver-welders for hyperbaric wet
welding
Approval testing of welders for underwater welding - Part 2: Diver-welders and welding operators for
hyperbaric dry welding
Corso di qualificazione ad International Welding
Technologist ed International Welding Engineer
Genova 2009
L’ISTITUTO ITALIANO DELLA SALDATURA terrà presso la propria sede di Genova, nel 2009, un corso
per International Welding Engineer / Technologist, con struttura modulare, condensando le lezioni
nell’arco di una settimana al mese. La formula ha riscosso nel tempo il gradimento del pubblico, poiché
consente di limitare l’impegno mensile garantendo, al tempo stesso, condizioni ideali all’apprendimento.
Requisiti di ingresso
Per chi desideri accedere alla qualificazione ad:
- International / European Welding Technologist, è previsto il possesso di un diploma di scuola
superiore ad indirizzo tecnico (o equivalente), della durata di 5 anni;
- International / European Welding Engineer, laurea o diploma universitario in Ingegneria; in alternativa laurea in altre facoltà scientifiche, abbinata ad una comprovata esperienza di saldatura.
Sono ammessi alle lezioni, in qualità di uditori, anche persone non in possesso dei titoli suddetti.
Calendario delle lezioni e sede di svolgimento
Il Corso prevede quattro materie di tipo teorico (svolte nelle Parti I e III) ed una fase dedicata all’addestramento pratico (Parte II). Le lezioni saranno svolte a tempo pieno secondo il seguente calendario:
-
Parte I:
-
Parte II:
Parte III:
• Modulo Avanzato Tecnologia della Saldatura:
• Modulo Avanzato Metallurgia e Saldabilità:
• Modulo Avanzato Progettazione e calcolo:
• Modulo Avanzato Fabbricazione, aspetti applicativi:
19÷23/01/2009
16÷20/02/2009
16÷20/03/2009
20÷24/04/2009
18÷22/05/2009
15÷19/06/2009
21÷25/09/2009
19÷23/10/2009
16÷20/11/2009
I Moduli integrativi per i soli Welding Engineer saranno tenuti infine nelle date:
• Metallurgia,Tecnologia della Saldatura:
06÷10/07/2009
• Progettazione e calcolo, Fabbricazione:
14÷18/12/2009
Orario delle lezioni
Per offrire un’alternativa alla tradizionale articolazione delle lezioni a coloro che preferiscano concentrare
l’impegno in settimane non consecutive, a tempo pieno, il Corso sarà svolto con orario 9:00 ÷ 18:00, ad
eccezione delle giornate di Lunedì (orario 14:00 ÷ 18:00) e di Venerdì (orario 9:00 ÷ 13:00), per consentire
agli allievi di raggiungere la sede del Corso senza spostamenti festivi.
Conseguimento del Diploma
Gli esami finali potranno essere tenuti nelle date programmate e tabulate nell’ “Attività Didattica 2009”.
Per ogni informazione è possibile contattare l’Area Figure Professionali al numero 010 8341307 (e-mail
[email protected]).
Informazioni
Per ulteriori informazioni è possibile rivolgersi all’Istituto Italiano della Saldatura - Lungobisagno
Istria 15, 16141 Genova - Divisione Formazione (www.formazionesaldatura.it), al numero 010 8341371
(fax 010 8367780), oppure all’indirizzo di posta elettronica [email protected].
Iscrizioni
Le iscrizioni dovranno pervenire entro Lunedì 12 Gennaio 2009. Dato il limitato numero di posti, costituirà criterio preferenziale la data di iscrizione. Allo scopo, è possibile procedere all’iscrizione stessa anche
on-line, attraverso il sito www.formazionesaldatura.it, ricercando il corso dall’apposito motore di ricerca
sulla home page.
Quote di iscrizione
La quota di partecipazione al Corso, comprensiva del pranzo presso la mensa dell’IIS e della collana completa delle pubblicazioni è pari a:
- 6.050,00 € (+ IVA), per i Welding Technologist
- 8.250,00 € (+ IVA), per i Welding Engineer
da corrispondersi mediante bonifico bancario (Banca Popolare di Milano, IBAN IT 31 I 05584 01400
000000004500, intestato all’Istituto Italiano della Saldatura).
Viblade™: Friction Stir Welding
per materiali plastici
(°)
A. Scialpi *
M. Troughton **
S. Andrews **
L.A.C. De Filippis ***
Sommario / Summary
La Friction Stir Welding (FSW) è un processo di saldatura che
può essere utilizzato con successo con i metalli. L’applicazione di questa tecnica ai materiali plastici ha riscontrato un
successo limitato a causa delle loro proprietà termiche e viscoelastiche.
La Viblade™ è una nuova variante della FSW per le plastiche;
questo processo riscalda il materiale da saldare tramite una
lama ed uno spallamento che vibrano di moto alternato lineare
parallelamente alla linea di saldatura.
In questa memoria è stata adottata la tecnica del “Design of
Experiments” (DoE) per valutare l’influenza dei parametri di
processo e della geometria della lama sull’ampiezza della
zona termicamente alterata e sulla resistenza meccanica del
giunto. Inoltre, è stata condotta un’analisi termica bidimensionale agli elementi finiti per valutare i fenomeni termici coinvolti nel processo.
Friction Stir Welding (FSW) is a new welding process that can
be applied successfully to metals. However the use of this
(°) Memoria presentata alle Giornate Nazionali di Saldatura 4 - Workshop: “Le
nuove frontiere dei processi laser, FSW e EB” - Genova, 25-26 Ottobre 2007.
* San Giorgio Jonico (TA).
** TWI - Cambridge (Inghilterra).
*** DIASS - Politecnico di Bari - Taranto.
technique on plastics has had very limited success due to
their thermal and viscoelastic properties.
Viblade is a new variant of FSW for plastics; this welding
process heats the workpiece material by a blade and a shoulder which vibrate in a linear reciprocating motion parallel to
the joint line.
In this paper, Design of Experiments (DoE) was used to investigate the influence of the process parameters and blade
geometry on the width of heat affected zone and on the mechanical resistance of the joint. Furthermore, a 2D finite
element thermal analysis was developed to analyse the
thermal phenomena involved in the process.
Keywords:
Finite element analysis; friction stir welding; friction
welding; heat affected zone; plastics; process conditions;
process parameters; process variants; thermal properties.
A. Scialpi et al. - Viblade™: Friction Stir Welding per materiali plastici
Introduzione
La Friction Stir Welding (FSW) è un
processo di saldatura relativamente
nuovo, messo a punto e brevettato, all’inizio degli anni ’90, presso il TWI [1].
Nella FSW “convenzionale” (saldatura
di testa) un utensile cilindrico (tool), filettato o meno, posto in rotazione, è fatto
penetrare ed avanzare lungo la linea di
giunzione fra i due lembi da saldare. La
rotazione del tool produce un mescolamento meccanico del materiale posto ai
due lati del giunto di saldatura.
La FSW applicata ai metalli ha avuto in
questi anni un notevole successo; al contrario, il suo utilizzo sulle plastiche è
stato assai limitato a causa delle proprietà termiche e viscoelastiche di questi
materiali.
Nella letteratura tecnica pubblicata, soltanto Arici [2] ha presentato la FSW,
nella versione convenzionale, applicata
alle materie plastiche. Usando un doppio
passaggio del tool, Arici ha eliminato il
difetto presente alla radice (root) del
cordone, ottenendo giunti caratterizzati
da risultati soddisfacenti sia in termini di
resistenza a trazione che di resistenza
alla prova di piega, ma con una scarsa finitura superficiale ed una velocità di saldatura molto bassa. In particolare, la
FSW applicata ai materiali plastici
mostra tipicamente i seguenti problemi:
• difficoltà nel contenere il materiale
fuso lungo la linea di saldatura;
• bassa velocità di saldatura;
• generazione di un mescolamento irregolare lungo la linea di saldatura;
• scarsa finitura superficiale della parte
superiore (corona - crown).
Per risolvere alcuni di questi problemi,
Nelson [3] ha messo a punto e brevettato
un pattino (riscaldato tramite resistenza
elettrica) attraversato da un perno
rotante. In questa soluzione, il calore
non viene prodotto per attrito dalla
spalla del tool, ma dal pattino caldo che,
inoltre, contiene l’espulsione del materiale fuso. Una variante della FSW studiata precedentemente presso il TWI è la
FSW verticale alternativa [4], che consiste in una lama (blade) vibrante perpendicolarmente alla linea di giunzione; l’azione vibrante del blade produce, per
attrito, una quantità di calore tale da ammorbidire il materiale e consentire la saldatura. Il problema principale che si manifesta con questa tecnica è la mancanza
di un meccanismo per il contenimento
del materiale fuso nel giunto, determinando dei vuoti nella saldatura e dando
origine ad una bassa resistenza del
cordone di saldatura.
Un’altra variante della FSW, anch’essa
brevettata dal TWI, è caratterizzata dal
movimento alternativo di un tool (blade
+ spallamento) nella direzione della saldatura (oscillazione orizzontale). Questa
tecnica, denominata Viblade™, ha il
vantaggio che la lama rimane sempre
completamente all’interno del giunto,
rendendo più facile il contenimento del
materiale fuso durante la saldatura.
Figura 1 - Schematizzazione del processo Viblade™.
Poiché la lama è completamente all’interno del giunto, le perdite di calore sono
notevolmente ridotte e la temperatura
media è più alta se paragonata a quella
che si verifica nella saldatura con oscillazione verticale. Il processo di saldatura
consiste, quindi, di una lama (blade) e di
una spalla (shoulder) che si muovono,
alternativamente, lungo lo spessore dei
lembi sotto l’azione di una forza verticale (Fig. 1); in questo modo generano il
calore per attrito che conduce il materiale all’interfaccia a fondere e a creare
una saldatura dietro il blade. Poiché i
termoplastici hanno una conducibilità
termica molto bassa, il calore prodotto
dallo shoulder non è sufficiente per
fondere il materiale vicino la radice del
giunto; pertanto, in una saldatura di
testa, quasi tutto l’input di calore sulle
facce del giunto deve essere generato dal
blade.
Essendo questo un processo di saldatura
per attrito è possibile distinguere due
azioni principali della pressione: la
prima necessaria per la generazione di
calore, dovuto all’attrito fra gli elementi
in vibrazione (blade e shoulder) e i due
pannelli di plastica, l’altra necessaria per
tenere in contatto le parti da saldare. Il
carico verticale dello shoulder produce
l’input di calore per fondere il materiale
sulla parte superiore del giunto, ma non
ha alcun effetto diretto sul contatto delle
parti da saldare. Il carico orizzontale è
caratterizzato da tre differenti componenti: una dovuta al carico orizzontale
imposto (Fig. 1), una dovuta all’espansione termica del materiale da saldare riscaldato e l’ultima dovuta all’azione del
blade che, mentre si muove in avanti,
Figura 2 - Schematizzazione del blade.
TABELLA I - Parametri di processo analizzati e relativi livelli.
Parametri
Livello Basso (-1)
Livello Alto (+1)
Carico Verticale (N)
1270
2400
Pressione Orizzontale (MPa)
1.1
1.7
Lunghezza del Blade (mm)
14
22
Spessore del Blade (mm)
0.8
1.2
Velocità di Saldatura (mm/min)
97
125
estrude la materia plastica intorno a sé
stesso. Queste tre componenti agiscono
direttamente per produrre il calore per
attrito mediante la superficie del blade.
La pressione che genera il contatto tra le
parti è prodotta soltanto quando il blade
è passato ed è dovuta al carico orizzontale imposto e all’effetto dell’espansione
termica. Il materiale fuso fluisce intorno
ad entrambi i lati del blade nella cavità
resa vuota dal blade stesso non appena
avanza lungo la linea di giunzione.
Attività sperimentale
Per studiare il potenziale della saldatura
Viblade™ e il comportamento dei giunti
ottenuti, è stata condotta un’ampia attività sperimentale presso i laboratori del
TWI a Cambridge (UK). Si sono effettuate prove sperimentali su lastre di polipropilene estruso (PP) aventi spessore di
9 mm. Le saldature di testa sono state
realizzate su due piastre di 100x220 mm
per mezzo di una macchina a vibrazione
lineare della Bielomatik; tale macchina
funziona in risonanza per massimizzare
l’energia fornita al giunto. L’utensile
della Viblade™ è costituito da uno
shoulder in PTFE e da un blade di
titanio. Il titanio è stato usato per la sua,
relativamente bassa, conducibilità
termica. Per migliorare il riscaldamento
per attrito fra il blade ed il polipropilene,
è stato necessario aumentare il coefficiente di attrito mediante la realizzazione di una serie di scanalature sulla superficie del blade (Fig. 2).
I giunti ottenuti sono stati sezionati trasversalmente alla linea di saldatura per
effettuare un’analisi macrografica; la
zona termicamente alterata (ZTA) è stata
evidenziata tramite l’utilizzo di una sorgente a gas caldo (Hot Gas). La larghezza della ZTA è stata misurata ad una
altezza di 4.5 mm dalla parte inferiore
delle piastre. La resistenza dei giunti è
stata valutata mediante prove di piega
a tre punti, andando a misurare lo spostamento del punzone all’inizio della
comparsa della cricca di apertura del
giunto [5].
Per studiare l’effetto dei parametri principali di processo è stata condotta una
sperimentazione secondo i principi del
Design of Experiments (DoE). Lo studio
è stato fondamentalmente suddiviso in
due parti. Nella prima parte è stata condotta una ricerca preliminare (Fase 1 Attività di screening) per analizzare l’effetto dei principali parametri di processo
sulle dimensioni della ZTA e sulla resistenza del giunto.
Nella seconda parte è stata effettuata
un’analisi più dettagliata per determinare una superficie di risposta per la resistenza in funzione dei principali parametri di processo.
Fase 1 - Attività di screening
In questo lavoro sperimentale è stata ampiamente studiata ed analizzata l’influenza dei parametri di processo e della
geometria del blade sulla dimensione
della ZTA e sulla resistenza meccanica
del giunto. In particolare, è stata analizzata, mediante tecniche di DoE, l’influenza dei seguenti cinque parametri:
• Spessore del blade (BT - Blade
Thickness)
• Lunghezza del blade (BL - Blade
Length)
• Velocità di saldatura (FR - Feed Rate)
• Carico verticale (VL - Vertical Load)
• Pressione orizzontale (HP - Horizontal Pressure).
Per ciascuno di questi cinque parametri
sono stati considerati due valori (livelli),
uno basso (identificato con “- 1”) ed uno
alto (identificato con “+1”). È stato utilizzato un piano sperimentale frazionario: in particolare, il piano sperimentale
completo 2 5 (5 parametri con 2 valori
ciascuno), ovvero 32 prove (replicate 3
volte), è stato ridotto ad un piano sperimentale 25-1 (16 prove, replicate 3 volte)
per ridurre il numero di prove sperimentali di saldatura. Questo piano sperimentale 2 5-1 è in grado di fornire eccellenti
informazioni riguardo agli effetti principali dei singoli fattori ed alle interazioni
tra due fattori. La Tabella I mostra i
livelli scelti per ciascuno dei suddetti
parametri mentre la Tabella II riporta i
dati relativi a tutte le sedici prove sperimentali condotte.
TABELLA II - Prove sperimentali condotte.
Saldatura
n°
VL
(N)
HP
BL
BT
FR
(MPa) (mm) (mm) (mm/min)
Saldatura
n°
VL
(N)
Vb01
1270
1.1
14
0.8
Vb02
2400
1.1
14
0.8
Vb03
1270
1.7
14
Vb04
2400
1.7
14
Vb05
1270
1.1
Vb06
2400
Vb07
1270
Vb08
2400
HP
BL
BT
FR
(MPa) (mm) (mm) (mm/min)
125
Vb09
1270
1.1
14
1.2
97
97
Vb10
2400
1.1
14
1.2
125
0.8
97
Vb11
1270
1.7
14
1.2
125
0.8
125
Vb12
2400
1.7
14
1.2
97
22
0.8
97
Vb13
1270
1.1
22
1.2
125
1.1
22
0.8
125
Vb14
2400
1.1
22
1.2
97
1.7
22
0.8
125
Vb15
1270
1.7
22
1.2
97
1.7
22
0.8
97
Vb16
2400
1.7
22
1.2
125
Figura 3 - Diagrammi degli effetti principali
relativi allo spostamento della radice.
Caratteristiche meccaniche
La Figura 3 mostra il diagramma relativo agli effetti principali per le prove
condotte sulla radice (root) della saldatura, mentre la Figura 4 mostra i risultati
per le prove condotte sulla parte superiore (corona - crown) della saldatura.
Per la prova di piega condotta sulla
radice (Fig. 3), gli effetti principali predominanti sono dovuti allo spessore ed
alla lunghezza del blade. La lunghezza
del blade ha evidenziato un effetto positivo (incremento dello spostamento del
punzone), mentre lo spessore un effetto
negativo. Il carico verticale, la pressione
orizzontale e la velocità di saldatura
hanno mostrato soltanto un leggero
effetto negativo. Inoltre, un’analisi sull’interazione dei parametri (due alla
volta) ha confermato che la riduzione
dello spessore del blade e l’aumento
della lunghezza del blade producono un
aumento delle proprietà meccaniche.
Per la prova di piega condotta sulla
corona, gli effetti principali predominanti sono dovuti allo spessore del
relativi allo spostamento della corona.
blade, al carico verticale ed alla pressione orizzontale (Fig. 4). A differenza
di ciò che accade per la radice, in questo
caso gli effetti di tutti i parametri, ad eccezione della lunghezza del blade, sono
negativi e l’analisi sull’interazione dei
parametri di processo ha indicato che le
più alte proprietà meccaniche del giunto
sono ottenute con un blade lungo e
sottile.
Analisi macrografica
Alcune macrografie dei giunti ottenuti in
queste prove sperimentali sono riportate
nella Figura 5. In tutte le macrografie è
chiaramente evidente la caratteristica
forma a “T”, dovuta all’azione differente
dello shoulder (parte orizzontale) e del
blade (parte verticale). Sulla superficie
dei giunti c’è un cordone di saldatura
prodotto dal materiale fuso che fluisce
verso la superficie superiore. Ciò è più
evidente nelle saldature fatte con elevata
pressione orizzontale. Vicino alla radice
della saldatura è possibile osservare una
riduzione della larghezza della zona
Figura 5 - Esempi di sezioni trasversali di cordoni di saldatura Viblade™.
fusa. Ciò è probabilmente dovuto alla
perdita di calore verso la piastra di supporto sottostante.
Le saldature Vb01 e Vb03 mostrano una
mancanza di penetrazione (vedasi, per
esempio, Vb01 nella Fig. 5). Ciò potrebbe essere dovuto ad una bassa pressione verticale che riduce l’affondamento del blade, con conseguenti basse
proprietà meccaniche della radice in
questi giunti. Questa mancanza di penetrazione non è evidente in giunti prodotti
con un blade lungo (vedasi Vb05 nella
Fig. 5); una maggiore lunghezza del
blade genera un maggiore input termico
che permette una maggiore fusione sino
alla radice anche quando il carico verticale è basso.
La Figura 5 mostra, inoltre, la saldatura
Vb09, ottenuta usando un blade corto e
spesso, e la saldatura Vb13, ottenuta con
un blade lungo e spesso. Un certo
numero di giunti prodotti con blade
spessi ha presentato alta porosità che, si
pensa, sia dovuta ad una riduzione della
pressione del materiale fuso dietro il
blade. Questo effetto è più evidente con
un blade lungo probabilmente perché assicura maggiore calore rispetto a quello
corto e, conseguentemente, il materiale
fuso è più caldo.
Per ogni macrografia è stata misurata, ad
una posizione di 4.5 mm dalla radice, la
larghezza della ZTA.
Dall’analisi degli effetti principali è
stato osservato che la pressione orizzontale e la lunghezza del blade causano un
effetto positivo, dovuto al maggiore
input di calore prodotto quando sono al
loro livello elevato, mentre l’effetto positivo dello spessore del blade è dovuto
alla quantità più elevata di materiale che
il blade spesso sposta.
Figura 6 - Blade rastremato verticalmente.
La velocità di saldatura produce un
effetto negativo che può essere collegato
ad un più basso input termico specifico
(energia per lunghezza unitaria di saldatura) generato quando la velocità di saldatura è più elevata. Nessuna interazione
significativa è stata osservata fra i parametri trattati per quanto riguarda la larghezza della ZTA.
Fase 2 - Valutazione delle
caratteristiche del giunto ottenuto con
un blade modificato
Nella sezione precedente si è evidenziato come un blade più sottile produca
un giunto di qualità migliore; pertanto,
per migliorare ulteriormente le proprietà
meccaniche della radice della saldatura,
è stato deciso, nella seconda parte della
sperimentazione, di ridurre, nei pressi
della radice, lo spessore del blade, cioè
l’estremità del blade è stata rastremata
(Fig. 6).
In questo studio iniziale, utilizzando un
blade rastremato, è stata effettuata la
sperimentazione considerando solo i tre
seguenti parametri:
• Carico verticale
• Pressione orizzontale
• Velocità di saldatura.
per la radice - blade modificato.
Attendendosi, in base alle considerazioni derivanti dalla precedente sperimentazione, una stretta interazione tra i
parametri di processo, è stato condotto
un piano sperimentale completo 23 (otto
prove, con 3 replicazioni). La Tabella III
mostra i livelli scelti per i suddetti parametri.
L’analisi della varianza (ANOVA), effettuata per le prove di piega della radice,
indica che soltanto la velocità di avanzamento ed il carico verticale sono significativi.
La Figura 7 mostra il diagramma degli
effetti principali per la prova di piega
della radice ed indica che il carico verticale produce un alto effetto positivo,
mentre la velocità di saldatura produce
un effetto negativo. Ciò potrebbe essere
dovuto all’elevata penetrazione del
blade e all’elevato input di calore prodotto quando la velocità di saldatura è
bassa ed il carico verticale è alto. L’effetto della pressione orizzontale non è,
invece, significativo.
La Figura 8 mostra il diagramma delle
interazioni ed indica che il carico verticale ha un effetto positivo indipendentemente dai livelli degli altri parametri. La
velocità di saldatura ha sempre un
effetto negativo, ma è basso quando la
pressione orizzontale è ad un basso
livello. Un’interazione forte può essere
osservata fra pressione orizzontale e velocità di saldatura.
Ciò suggerisce che, per ottenere un’elevata velocità di saldatura, importante ai
fini della produzione, è necessario
saldare con una bassa pressione orizzontale.
L’ANOVA per la prova di piega della
corona indica un’elevata influenza della
velocità di saldatura e dell’interazione
fra il carico verticale e la pressione orizzontale. La Figura 9 mostra i diagrammi
degli effetti principali, in cui è evidenziato chiaramente l’elevato effetto negativo della velocità di saldatura. Il diagramma delle interazioni (Fig. 10)
mostra un’interazione forte fra pressione
orizzontale e carico verticale: ad un
basso livello di pressione orizzontale, il
carico verticale produce un elevato
effetto positivo; tuttavia, quando la pressione orizzontale è ad un livello elevato,
il carico verticale produce un effetto negativo.
Inoltre, quando la pressione orizzontale
è ad un basso livello l’effetto negativo
della velocità di saldatura è più piccolo
di quando è ad un livello elevato. L’interazione tra il carico verticale e la velocità
di saldatura è opposta all’interazione tra
la pressione orizzontale e la velocità di
saldatura ed è, inoltre, più forte.
I giunti prodotti mostrano una certa porosità nella metà superiore del giunto,
che provoca una riduzione dello spostamento del punzone quando si testa la superficie superiore.
TABELLA III - Parametri di processo analizzati e relativi livelli.
Parametri
Livello Basso (-1)
Livello Alto (+1)
Carico Verticale (N)
1270
2400
Pressione Orizzontale (MPa)
1.1
1.7
Velocità di Saldatura (mm/min)
97
125
Figura 8 - Diagramma delle interazioni per
la radice - blade modificato.
Figura 10 - Diagramma delle interazioni per
la corona - blade modificato.
per la corona - blade modificato.
Le due ragioni più probabili per le quali
la porosità si verifica in questa posizione
sono: 1) lo spessore più grande della
parte superiore del blade (con un’espansione conseguentemente più alta della
materia plastica dietro il blade) e 2) una
più alta temperatura causata dallo shoulder. La forma del blade rastremato verticalmente sembra, quindi, modificare notevolmente il flusso del materiale fuso
nel giunto, producendo una saldatura di
qualità migliore alla radice ma riducendo la qualità della faccia superiore.
Poiché l’effetto della pressione orizzontale non è significativo e quando è ad un
basso livello l’effetto della velocità di
saldatura non è così evidente sia per la
radice che per la faccia superiore, si è ritenuto di effettuare lo studio della superficie di risposta facendo variare soltanto
il carico verticale e la velocità di saldatura e mantenendo il carico orizzontale
al suo livello basso. I test sono stati condotti secondo una matrice di tre carichi
verticali e di cinque velocità di saldatura
(Tab. IV).
Nella Tabella IV le caselle caratterizzate
da un’alta energia specifica (energia per
lunghezza di saldatura), dovuta ad una
bassa velocità di saldatura (Vb55, Vb56
e Vb62) o ad una combinazione di velocità di saldatura bassa e di carico verticale elevato (Vb61), producono ecces-
sive bave e bolle di gas (Fig. 11). Su
queste saldature non è stata effettuata
alcuna prova meccanica.
La Figura 12 mostra la superficie superiore della saldatura Vb49 che non presenta bolle o bave eccessive. Nelle
Figure 13 e 14 sono riportati, rispettivamente, i “contour plots” - linee di livello
per la corona e la radice.
Per valutare l’accettabilità dei giunti ottenuti è stato effettuato un confronto con
i requisiti richiesti dalla prova di piega
per altre tecniche di saldatura.
La Viblade™ può essere considerata
competitiva con la saldatura a gas caldo
(Hot Gas) e con la saldatura per estrusione; quindi sono richieste almeno le
stesse prestazioni di queste tecniche
[5, 6].
Per lo spessore ed il materiale studiato è
richiesto uno spostamento del punzone
minimo di 13 mm sia per la radice che
per la faccia superiore: le due risposte
devono essere considerate simultaneamente.
La Figura 15 mostra “overlaid contour
plots” (sovrapposizione delle linee di
livello) in cui la zona bianca è la regione
che soddisfa i test di verifica (spostamento di 13 mm del punzone) sia per la
radice che per la corona. Si può osservare che, con un’elevata velocità di saldatura e un carico verticale basso, sia la
Figura 11 - Esempio di saldatura con
eccessive bave e bolle di gas superficiale
(saldatura Vb55).
Figura 12 - Esempio di saldatura con buona
finitura superficiale (saldatura Vb49).
Figura 13 - Contour plot - linee di livello per
la corona.
TABELLA IV - Matrice per l’analisi della superficie di risposta.
Carico
Verticale
(N)
70
97
125
152
180
1270
Vb55
Vb51
Vb49
Vb63
Vb64
2400
Vb56
Vb47
Vb53
Vb57
Vb65
3530
Vb62
Vb61
Vb60
Vb59
Vb58
Velocità di saldatura (mm/min)
Figura 14 - Contour plot - linee di livello per
la radice.
Figura 15 - Overlaid contour plots
(sovrapposizione delle linee di livello) per
prove su corona e radice.
radice che la corona presentano scarse
proprietà meccaniche. Ciò è probabilmente dovuto all’energia specifica
troppo bassa.
Questo diagramma suggerisce che, per
aumentare la velocità di saldatura, il
carico verticale dovrebbe essere nel
range 2500-3000 N.
Inoltre, queste prove indicano che
la Viblade™ può produrre saldature di
buona qualità con una velocità di saldatura di circa 150-180 mm/min.
A confronto, la saldatura a gas caldo di
lastre di PP con spessore 9 mm richiede
una velocità media di saldatura di 15
mm/min.
La saldatura per estrusione, per saldare
lo stesso spessore e lo stesso materiale,
può essere effettuata con una velocità
media di saldatura di 170 - 225 mm/min.
Analisi termica
L’analisi termica, condotta facendo riferimento al blade nella geometria finale, è
stata effettuata utilizzando il software
Sysweld della ESI Group.
Il modello messo a punto è del tipo 2D
caratterizzato da un piano di simmetria.
Nel caso in esame, come si può notare
dalle Figure 16 e 17, essendo l’apporto
termico del processo concentrato su una zona
superficiale dell’elemento
(azione dello
shoulder) e in
una zona interna
(azione
del
blade), la mesh
utilizzata è stata
realizzata più
fitta in tali aree,
mentre, sempre
per i criteri di ottimizzazione
sopra enunciati,
è stata realizzata
più ampia all’aumentare della distanza
da tali zone.
Il rapido aumento delle dimensioni degli
elementi, spostandosi verso zone distanti
da quelle dell’apporto termico, è favorito, in questo studio, dalla scarsa conducibilità termica del polipropilene oltre
che dalle basse temperature che si raggiungono in tale processo.
Al contrario, per la zona del cordone di
saldatura e per quelle immediatamente
adiacenti, è indispensabile che gli elementi abbiano una dimensione sufficientemente piccola per meglio rappresentare (simulare) i fenomeni fisici
coinvolti.
Dati materiale
Le proprietà del materiale sono state
considerate costanti con la temperatura
ad eccezione della conducibilità termica
per la quale è stato utilizzato un coefficiente moltiplicativo pari a tre per le
temperature superiori a quelle di
fusione, per tenere conto dei moti con-
vettivi nel materiale fuso e dell’effetto di
rimescolamento dell’utensile che facilita
la diffusione del calore.
Sorgente termica
Essendo la Viblade™ una tecnica di saldatura recentissima non esistono ancora
in Sysweld modelli di sorgente termica
cui fare riferimento. Quindi, è stato necessario programmare in Fortran un
modello di sorgente termica idonea a simulare l’azione dell’utensile (Fig. 18).
La sorgente è stata modellata partendo
dalle ipotesi di valori di pressione uniforme e costante prodotte dallo shoulder
e dal blade.
Il modello della sorgente termica adottato è costituito da due funzioni costanti
con domini contenuti nel piano ortogonale all’asse della saldatura (simulazione 2D). La prima delle due ha il
compito di simulare l’apporto termico
fornito dallo shoulder, la seconda funzione simula, invece, l’apporto termico
generato dal blade
Le due funzioni consentono di applicare
il flusso termico prodotto dallo shoulder
e dal blade sulle regioni di interesse del
modello, definite rispettivamente dall’affondamento dello shoulder e dallo
spessore del blade.
Il flusso termico è chiaramente dipendente dalla frequenza e dall’ampiezza
delle oscillazioni oltre che dal carico
verticale per lo shoulder e orizzontale
per il blade.
Nella Figura 19 sono riportati i risultati
ottenuti nella simulazione numerica del
comportamento termico del corpo in
esame, confrontati con i risultati sperimentali del provino Vb2 ottenuto con i
parametri di processo schematizzati
nella Tabella V.
TABELLA V - Parametri di processo relativi al provino Vb2.
Provino
Velocità
(m/s)
Carico orizzontale
(MPa)
Carico verticale
(N)
Vb2
1.61
1.70
2400
Figura 16 - Mesh globale.
Figura 17 - Particolare della mesh nella zona di saldatura.
Azione dello shculder
Azione del blade
y
r
z
Figura 18 - Schematizzazione della sorgente termica agente nella Viblade™.
Le temperature ottenute dalla modellazione sulla parte superiore del giunto,
esternamente allo shoulder, sono coerenti (valori compresi tra i 100 e i
120°C) con quelle sperimentali misurate
tramite termocamera (Fig. 20) durante il
processo di saldatura (materiale laterale
allo shoulder).
L’analisi FEM ha consentito di individuare le temperature tipiche della
Viblade™ e come le isoterme si distribuiscono all’interno del materiale
durante la saldatura.
Figura 19 - Confronto della zona fusa reale
Vb2 con quella ottenuta dalla simulazione
FEM.
Conclusioni
In questo lavoro è stata presentata un’analisi preliminare su una nuova variante
del processo di Friction Stir Welding
(FSW) applicata alla materie plastiche,
denominata saldatura Viblade™.
Per studiare l’effetto del carico verticale,
della pressione orizzontale, della velocità di avanzamento, dello spessore e
della lunghezza del blade sulle dimensioni della ZTA e sulle prestazioni meccaniche del giunto sono stati impostati
dei piani sperimentali, completi e frazionari, utilizzando le tecniche di Design of
Experiments (DoE).
Le prove sono state effettuate con un
blade di titanio per ridurre la perdita di
calore dalla saldatura dovuta alla conducibilità termica relativamente bassa. La
lunghezza e lo spessore del blade hanno
dimostrato di avere un effetto significativo sulla qualità della saldatura e l’uso
di un blade lungo e sottile (22 x 0.8 mm)
produce giunti con le più alte proprietà
meccaniche.
Successivamente è stato utilizzato un
blade rastremato verticalmente per
provare ad aumentare le prestazioni
meccaniche della radice del giunto; si
sono ottenuti giunti con proprietà, nella
prova di piega, paragonabili con quelle
ottenibili con la saldatura per estrusione
e con la saldatura a gas caldo. I diagrammi degli effetti principali mostrano
un alto effetto negativo per la velocità di
saldatura e un alto effetto positivo per il
carico verticale.
L’effetto della pressione orizzontale non
è risultato significativo. Tuttavia, il diagramma delle interazioni ha mostrato
un’alta interazione fra pressione orizzontale e velocità di saldatura; quando la
pressione orizzontale è a basso livello,
l’effetto negativo della velocità di saldatura è piccolo. Ciò suggerisce che
quando la pressione orizzontale è al
basso livello è possibile saldare con
elevate velocità senza una perdita eccessiva delle proprietà meccaniche del
giunto.
La sovrapposizione delle curve di
livello, per le prove sulla radice e sulla
corona del giunto, ha mostrato un’ampia
zona in cui le saldature Viblade™
Figura 20 - Misura sperimentale con
termocamera.
possono essere prodotte con proprietà
meccaniche paragonabili a quelle ottenibili con la saldatura a gas caldo e con la
saldatura per estrusione, ma con un più
alto rendimento.
La modellazione FEM ha successivamente permesso di effettuare lo studio
termico del processo. Tutto questo a
seguito di un preciso processo di taratura
del modello, costruito in maniera specifica per simulare la tecnica di saldatura
considerata.
Bibliografia
[1]
Thomas W.M., Nicholas E.D., Needham J.C., Murch M.G., Templesmith P.,
Dawes C.J.: «International Patent Application No. PCT/GB92/02203».
[2]
Arici A., Sinmaz T.: «Effects of double passes of the tool on Friction Stir
Welding of polyethylene», Journal of Materials Science 40 (2005), 3313 3316 - Letters.
[3]
Nelson T.W., Sorensen C.D., Johns C., Strand S., Christensen J.: «Joining of
thermoplastics with Friction Stir Welding», Proceedings - 2nd International
Friction Stir Welding Symposium, Gothenburg (Sweden), 26-28 June 2000.
[4]
«Leading edge - Friction Stir Welding?», TWI Connect, March 1993.
[5]
BS EN 12814-1: 2000 - Testing of welded joints of thermoplastics semi finished products - Part. 1: Bend Tests.
[6]
Directive DVS 2203-1 - Testing of welded joints of thermoplastics semi-finished products - Test method - Requirements.
Agostino SCIALPI, si è laureato con lode in Ingegneria Meccanica presso il Politecnico di Bari nel 2002. Nel 2006 ha conseguito
il titolo di Dottore di Ricerca in Ingegneria per l’Ambiente e il Territorio presso il Politecnico di Bari. Dal 2002 collabora con il
Dipartimento di Ingegneria Meccanica e Gestionale e il Dipartimento di Ingegneria per l’Ambiente e lo Sviluppo Sostenibile del
Politecnico di Bari su tematiche di ricerca inerenti i processi di saldatura; in particolare si è occupato di saldature non convenzionali di leghe leggere e di simulazione numerica. Dal 2003 si occupa di Friction Stir Welding di leghe di alluminio e di termoplastici. È autore di 28 pubblicazioni scientifiche. Ha partecipato a due progetti di ricerca finanziati dal MURST sulla saldatura
delle leghe leggere e sulla Friction Stir Welding.
Mike TROUGHTON studied at the University of Leeds (England) from 1979 to 1985, where he received a degree in Physics with
Astrophysics and a PhD in Polymer Physics. In 1986 he joined the R&D Centre at BP Chemicals (Scotland), where he was responsible for developing and testing new polyolefin-based products. He joined TWI (England) in 1993 and is currently Technology Manager, responsible for co-ordinating all R&D, consultancy, technology transfer and training activities in the area of plastics. His main areas of expertise include the welding and NDT of plastics pipes and the testing of thermoplastics welds, on which
he has written over 20 technical papers. He is also the editor of the Handbook of Plastics Joining, A Practical Guide.
He is Chairman of the BSI Technical Committee PRI/80 (Welding of plastics), the EWF Working Group “Plastics Welders” and
the Welding and Joining Society Technical Group 7 (Polymers). He is also a member of the American Welding Society subcommittees B2F (Plastics welding qualification) and G1A (Hot gas and extrusion welding).
Scott ANDREWS is a senior project leader in the Advanced Materials and Processes group at TWI. Scott started his career in
1995 in the Structural Integrity group. Scott was primarily involved in fracture mechanics testing and specialist small scale
testing. In 1997 Scott joined the polymers joining department where he worked on various research programmes, as well as assisting in the development of novel joining techniques, such as Clearweld™. Scott spent a short time in the Laser processing
section before joining the Microtechnology department in October 2000. Scott worked on developing a variety of micro assembly
techniques, such as wire bonding, flip chip, resistance welding, as well as non-destructive inspection techniques, such as micro
focus X-ray. During this time Scott was heavily involved in the development of a low cost accelerometer for the aerospace and
automotive industries. Scott re-joined the polymers section in 2003. Scott’s primary role is to lead and deliver research projects
related to plastics joining. In addition, Scott plays a key role in the delivery of plastics welder training and examinations. Scott’s
areas of expertise are plastics joining, plastics welding equipment, plastic materials, including high temperature thermoplastics,
wood welding and wood polymer composite welding.
Luigi A.C. DE FILIPPIS, laureato in Ingegneria Meccanica presso il Politecnico di Bari nel 1998, ha acquisito il titolo di dottore
di ricerca in “Ingegneria dei Sistemi Avanzati di Produzione” presso il Politecnico di Bari nel 2001. Dal 2002 è docente nell’area “Tecnologie e Sistemi di Lavorazione” presso la Facoltà II di Ingegneria del Politecnico di Bari in qualità di ricercatore universitario. Alla didattica affianca attività di ricerca su tematiche inerenti, tra l’altro, i processi di saldatura non convenzionali di
leghe leggere e la simulazione numerica. È autore di circa 50 pubblicazioni scientifiche su riviste e a congressi internazionali e
nazionali. Ha partecipato a diversi programmi di ricerca finanziati da organismi nazionali ed internazionali. Dal Luglio 2005 è
presidente della Welding Engineering Center - WEC s.r.l. Società Spin Off del Politecnico di Bari. È Responsabile della Didattica
per il Master di I Livello in “Ingegneria della Saldatura” c/o il Politecnico di Bari.
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Fax +39 0585 787602
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Metodi e soluzioni per unire lamiere di
materiali metallici diversi tramite
arco voltaico
(°)
J.P. Bergmann *
J. Wilden **
S. Reich **
S-F. Goecke ***
Sommario / Summary
La richiesta da parte dell’industria metalmeccanica leggera si
incentra da oramai alcuni anni su tecnologie di saldatura e/o
di giunzione che rendano possibile elevate velocità di lavorazione e basse temperature. In questo modo possono essere
evitate o sensibilmente ridotte lesioni dello strato zincato, ad
esempio nel caso di acciai.
La lesione dello strato zincato rappresenta un fenomeno
esternamente visibile che può influenzare negativamente la
resistenza alla corrosione del componente.
Dal punto di vista metallurgico, invece, il controllo del
regime termico rappresenta un nodo principale per la soluzione di problemi riguardanti la giunzione termica di materiali metallici, che non presentino una solubilità completa allo
stato solido. La formazione di fasi intermetalliche fragili
durante il raffreddamento avviene ad esempio per alluminio/acciaio o per alluminio/titanio. Il processo e la corretta
scelta dei materiali d’apporto sono punti cardine per il successo del metodo di giunzione. Nel caso della combinazione
acciaio/alluminio è lo zinco a rappresentare un materiale
d’apporto adeguato, ad esempio per brasatura. La temperatura di fusione è attorno ai 420°C e la bagnabilità nei confronti dell’acciaio zincato è avvantaggiata dallo strato di
zinco, mentre sulla parte dell’alluminio è possibile evitare
l’utilizzo di flussanti grazie all’azione attivante dell’arco voltaico. La bassa temperatura di fusione e di vaporizzazione
dello zinco rendono però assai difficile una lavorazione anche
in regime di “short arc”.
Solamente nuovi sviluppi di sorgenti elettriche per la saldatura
ed in particolare di nuovi processi danno la possibilità di
ridurre l’apporto di calore regolando lo “short arc”. Anche per
la combinazione di titanio ed alluminio valgono le difficoltà
descritte e correlate con la formazione di fasi del tipo TixAly.
Anche in questo caso verrà presentata nel corso della relazione
una strategia per unire lamiere con spessori inferiori ai 2 mm.
(°) Memoria presentata alle Giornate Nazionali di Saldatura 4 Workshop: “Brasatura” - Genova, 25-26 Ottobre 2007.
* Jenoptik - Automatisierungstechnik GmbH - Jena (Germania).
** Technische Universität Ilmenau - Ilmenau (Germania).
*** EWM Hightech Welding GmbH - Mündersbach (Germania).
In the last years an increasing amount in strategies to join
zinc coated steels can be observed. Brazing represents a profitable way in order to join zinc coated steels at low temperatures, reducing or avoiding zinc evaporation.
In order to avoid completely zinc coating damaging the set of
ZnAl-fillers was already investigated for laser brazing of zinc
coated steels as well as for joining steel with aluminium.
Further more thanks to new developments in arc wire technology ZnAl-electrodes can be used for MIG-brazing as well.
In this case the conventional short arc, which normally
doesn’t allow brazing with zinc wires, as eruption like evaporation occurs, is modified and controlled. The drop formation
on the wire tip, the metal transfer and the heat input can be
controlled and modified very precisely, so that processing of
filler material can be performed easily for thin sheets (till
0.8-1.5 mm) and at low processing speed, below 0.3-0.4
m/min. The control of the heat input occurs due to reducing
abruptly the current after short arc.
The disadvantages connected with a lower heat input in the
base material are a restricted wetting behaviour of the zinc
pool on the base material and the low brazing speed due to a
very high cooling rate. The focus of the presented investigation is the development of strategies, in order to enhance
process conditions for brazing sheets of zinc coated steels
and aluminium.
Keywords:
Aluminium; brazeability; brazing; combined processes; dissimilar materials; galvanised steels; GMA welding; MIG
welding; plants; steels; titanium; weldability.
J.P. Bergmann et al. - Metodi e soluzioni per unire lamiere di materiali metallici diversi tramite arco voltaico
Introduzione
L’industria metalmeccanica leggera ha
riposto negli ultimi anni traguardi
sempre più stringenti nei confronti di
processi di giunzione ed in particolare
nei confronti della saldatura. Le richieste, che sempre più si sono ripetute e che
sono state prese come target nella ricerca
e sviluppo di nuove tecnologie, sono ad
esempio:
• elevate velocità di processo in modo
da poter migliorare la produttività e
ridurre i costi di produzione;
• tecnologie di saldatura e di conseguenza attrezzature che possano
essere adoperate per diversi tipi di
materiali metallici con condizioni di
processo paragonabili;
• tecnologie di saldatura che diano la
possibilità di usufruire completamente delle caratteristiche del materiale prescelto.
Mentre per le prime due richieste l’introduzione di laser di potenza ha dato in
alcuni casi una buona risposta, la terza
richiesta è fondamentalmente indipendente dal processo di saldatura scelto.
Quest’ultima rappresenta solamente un
utensile per risolvere un problema di
tipo puramente metallurgico e che viene
definito ed influenzato dal regime
tempo-temperatura. Questo punto di partenza viene purtroppo spesso dimenticato e non preso in considerazione,
quando si voglia usufruire completamente delle caratteristiche del materiale
scelto per un componente meccanico
durante la fase di progettazione.
Si pensi, ad esempio, al caso più semplice della saldatura di acciai zincati che
rappresenta una buona parte delle applicazioni nel settore metalmeccanico o di
carpenteria leggera. La scelta della zincatura, che sia essa effettuata a caldo
oppure per via elettrolitica, è garante per
la resistenza alla corrosione della costruzione. Durante la produzione e l’assemblaggio lo strato di zinco non deve
essere lesionato, in caso contrario può
accadere che la resistenza alla corrosione diminuisca. Le volute qualità del
componente possono essere ripristinate
solamente con una lavorazione supplementare. Questo è il caso tipico della
saldatura, dove vengono raggiunte temperature massime sopra la temperatura
di ebollizione dello zinco. Le dimensioni
della zona alterata dipendono poi dal
campo termico e dall’intervallo di tempo
durante il quale la zona zincata è stata
esposta alle elevate temperature.
Ben più complicato è poi il caso in cui si
decida in fase progettuale di utilizzare
contemporaneamente diversi materiali
metallici, come ad esempio alluminio ed
acciaio oppure alluminio e titanio. Anche
in questo caso è il regime termico indotto
durante la saldatura a definire ed influenzare le caratteristiche del giunto. La zona
di giunzione stessa è poi a sua volta la
zona chiave per raggiungere gli scopi di
Weight Percent Aluminium
Temperature °C
Temperature °C
Weight Percent Aluminium
progettazione che possono essere, ad
esempio, elevate resistenze meccaniche
specifiche (cioè con riduzione delle
masse) oppure locale elevata resistenza
alla corrosione e bassi costi, ecc.
Le Figure 1 e 2 mostrano i diagrammi di
stato Fe-Al e Ti-Al che stanno alla base
della verifica e dello sviluppo della tecnologia di saldatura. In entrambi i casi è
ben visibile che allo stato liquido la miscibilità è completa, mentre poi allo stato
solido (cioè durante il raffreddamento) si
formano durante la solidificazione fasi
intermetalliche Fe xAl y e Ti xAl y. Queste
hanno elevata durezza e scarsa duttilità e
si formano (a causa del regime T,t) in
modo concatenato. Le sollecitazioni
meccaniche, che agiscono durante il raffreddamento a causa dei ritiri, sono già
talmente alte da non poter essere ridotte
solamente tramite deformazione plastica
e portano alla rottura e/o all’insorgenza
di cricche nel giunto.
La formazione e la crescita delle fasi intermetalliche dipendono da fenomeni di
tipo diffusivo e quindi, anche in questo
caso, dal regime termico (T,t). Si noti
che in entrambi i casi descritti vi sono,
anche per temperature inferiori alla temperatura di fusione, zone di solubilità
parziale, come ad esempio:
• solubilità di alluminio in α-Fe per
quantità di alluminio inferiori al 20%
in peso atomico, oppure
• solubilità di alluminio in α-Ti per
quantità di alluminio inferiori al 10%
in peso atomico.
Per la combinazione Fe-Al ci sono in letteratura una serie di indizi che indicano
che, ad alte temperature, Fe diffonde
Atomic Percent Aluminium
Figura 1 - Diagramma di stato Fe-Al [1].
Atomic Percent Aluminium
Figura 2 - Diagramma di stato Ti-Al [1].
Soluzione per la saldatura di
lamiere di acciaio ed alluminio
Si continui a trattare la materia non pensando al procedimento, ma piuttosto ai
materiali ed al regime termico. Tramite
la scelta di un materiale d’apporto dedicato (interlayer) è possibile schermare
l’alluminio e quindi evitare che Fe diffonda in Al, formando fasi intermetalliche. Si noti, nel diagramma di stato
Zn-Al (Fig. 4), che nella regione ricca di
zinco vi è da un lato una elevata solubilità per l’alluminio e dall’altro la presenza di un eutettico, con temperature
dello stato liquido fino a circa 40°C inferiori alla temperatura di fusione dello
zinco stesso.
L’utilizzo di leghe Zn-Al come materiale
da brasatura è già stato proposto e pubblicato dagli autori e lavorato con laser
Intervallo di tempo
Al
Fasi intermetalliche
IMC
Fe
Uniform layer
Fase 1
Fase 2
Fase 3
Fase 4
Fase 5
Figura 3 - Descrizione schematica della formazione di fasi intermetalliche nel sistema
Fe-Al [2].
di potenza. Per giunti simili, cioè tra
acciaio ed acciaio, si è potuto dimostrare
che la lesione dello strato zincato è evitabile. Una caratteristica del laser è la regolazione della potenza, in modo tale
che la temperatura di processo non
superi per tempi prolungati la temperatura di ebollizione dello zinco (907°C).
La bagnabilità sull’alluminio viene
invece influenzata in modo preponderante dallo strato di ossido sull’alluminio stesso. Per evitare difetti di incollaggio o casi di “non bagnabilità” devono
essere usati flussanti, che sono sempre
poco graditi in produzione, oppure deve
essere fuso localmente l’alluminio.
Grazie all’azione attivante dell’arco voltaico (al catodo) è possibile evitare l’utilizzo di flussanti e ridurre o evitare la
fusione dell’alluminio. La lavorazione di
Zn-Al come elettrodo in un arco voltaico
presenta, proprio a causa del ristretto intervallo tra temperatura di fusione e di
ebollizione, un tema principale per lo
sviluppo della tecnologia. Si provi, ad
esempio, a lavorare un filo di Zn-Al in
regime di “short arc” (bassa intensità di
corrente e bassa tensione), si assiste,
proprio dopo il corto circuito, ad una
sorta di esplosione dovuta alla lieve di-
Weight Percent Zinc
Temperature °C
molto più velocemente in Al e non il
contrario. Come si vede nella Figura 1
sulla parte ricca in alluminio non vi sono
zone di solubilità, per cui la formazione
di fasi intermetalliche può avvenire con
una elevata velocità di crescita.
La Figura 3 [2] offre una buona descrizione di tipo schematico delle varie fasi
durante il raffreddamento con formazione di fasi intermetalliche, che crescono nell’alluminio, dovute alla diffusione di Fe in Al.
Per la combinazione Ti-Al ci sono informazioni di tipo diverso, mentre alcune
strategie per la saldatura di questi materiali sono addotte da Wilden et al. [3]
grazie alla saldatura per diffusione.
Preso atto che in questi casi la saldatura
per fusione classica non rappresenta una
soluzione ottimale, è necessario sviluppare nuove strategie, che abbiano in particolare le seguenti caratteristiche:
• i giunti prodotti devono avere elevate
caratteristiche meccaniche anche ad
alte temperature, fatto per cui non
vengono presi in considerazione gli
incollaggi;
• i giunti ed i componenti devono avere
una elevata rigidità alla torsione, fatto
per cui non vengono prese in considerazione giunzioni puntuali (locali),
come ad esempio rivetti ed affini;
• i giunti devono avere buone proprietà
di resistenza alla corrosione, fatto per
cui il contatto diretto deve essere
evitato.
Atomic Percent Zinc
Figura 4 - Diagramma di stato Zn-Al [1].
minuzione della corrente fino al nuovo
innesco (Fig. 5). Dal punto di vista elettrico significa che, al momento dell’inizio della fase di corto circuito (fase 2 di
Figura 5), la tensione si abbassa velocemente, poiché la resistenza del ponte del
materiale fuso è minore rispetto alla tensione nell’arco. Contemporaneamente si
assiste ad un incremento della corrente
fino al raggiungimento della corrente di
corto circuito. Dopo il distacco del materiale fuso la tensione nell’arco incrementa nuovamente per favorire il reinnesco dell’arco. Il decremento di
corrente avviene però in modo molto
lento, cosicché il re-innesco avviene ad
una elevata potenza elettrica [4]. La fase
3 è caratterizzata da un elevato apporto
termico sia nel materiale base che nel
materiale di brasatura. Questa è caratterizzante per il risultato (Fig. 5 b)).
La riduzione dell’apporto termico è una
tematica di sviluppo per i costruttori di
sorgenti elettriche. Le soluzioni proposte
e presenti sul mercato hanno nel loro
funzionamento alcune differenze. Per le
prove effettuate e presentate in questo
articolo si è utilizzata una attrezzatura
del tipo “coldArc” (EWM, Germania).
Mentre nell’attrezzatura CMT (Fronius,
Austria) il controllo e
la regolazione dell’apporto di calore
vengono effettuati
tramite la variazione
della direzione e della
velocità del filo d’apporto (frequenza di
oscillazione 70 Hz
[6,7]), la regolazione
dell’andamento della
corrente avviene elettronicamente nella
sorgente coldArc, che
altrimenti rappresenta una sorgente
MIG/MAG di tipo
convenzionale. Poco
prima che il contatto
Fase 1
Arco acceso
Fase 2
Corto
circuito
Fase 3
Apertura del circuito con
nuova accensione dell’arco
a)
b)
Figura 5 - a) Andamento corrente/tensione per uno short arc convenzionale; b) effetto sulla
lavorazione di elettrodo di zinco [4,5].
tra filo e pezzo si dissolva (in questa fase
si assiste ad una costrizione del ponte
dovuta all’effetto “pinch”) l’intensità di
corrente viene ridotta in pochi ms. Il
passaggio di materia (goccia di materiale fuso) avviene praticamente per intensità di corrente molto basse, cioè con
basso apporto di calore. Allo stesso
modo l’innesco avviene con limitata
potenza. La regolazione del processo è
effettuata tramite il controllo della ten-
Fase 1
Arco acceso
Fase 2
Corto
circuito
sione di corrente, che viene monitorata
continuamente. Per mantenere la continuità del processo viene addotto, dopo
l’innesco dell’arco, un impulso che è responsabile per la formazione della
goccia (Fig. 6 a)).
Una sequenza dell’arco è riportata nella
Figura 6 b), che illustra la lavorazione di
un elettrodo di zinco in condizioni di
short arc regolato.
L’andamento dell’intensità di corrente
rispecchia quello
che è il regime
termico necessaFase 3
Apertura del circuito con
rio per la lavoranuova accensione dell’arco
zione di metalli a
basse temperature
medie. In prima
linea
è
ben
chiaro che le
basse temperature
raggiunte durante
il coldArc (oppure anche short arc regolato) implicano anche un ridotto apporto
termico nel materiale base. Proprio per
questo il processo può essere ben applicato per la brasatura di acciai zincati con
lo scopo di evitare la lesione dello strato
zincato protettivo (Fig. 7).
Dopo l’operazione di giunzione termica
lo strato zincato non presenta discontinuità, per cui la resistenza alla corrosione non viene ridotta. Il basso apporto
termico ha però anche un altro effetto
che limita il processo di short arc regolato. La bagnabilità del materiale base
dipende in primo luogo dalla tensione
superficiale della fase liquida, della fase
solida e della fase gassosa (l’angolo di
bagnabilità può essere definito secondo
legge di Young, che vale in condizioni di
equilibrio stabile). Durante il processo di
brasatura si assiste però ad una fase di
equilibrio instabile, prima che la goccia
di materiale fuso si sia distesa sul substrato. L’intervallo di tempo tra il primo
contatto della goccia con il substrato e
la condizione di “equilibrio stabile”
dipende dalla velocità di raffreddamento
della goccia di materiale fuso. Informazioni su questo tipo di comportamento
non sono note per la brasatura con elettrodi di zinco fino ad ora, però sono presenti in letteratura informazioni sulla bagnabilità durante il processo di zincatura
a caldo. La Figura 8 illustra, ad esempio,
l’evoluzione temporale dell’angolo di
bagnabilità tra una goccia di zinco ed il
substrato di acciaio. Se l’intervallo di
raffreddamento è breve, la goccia non
raggiunge lo stato di “equilibrio stabile”.
L’angolo tra cordone di brasatura e materiale base avrà valori inferiori o attorno
ai 90°. Pubblicazioni sulla zincatura a
a)
Zn-lega brasante
Materiale base
b)
Figura 6 - a) Trasferimento della goccia e
andamento di corrente e tensione per
sorgente di corrente coldArc; b) immagini di
processo [8].
Aspetto sul rovescio
Figura 7 - Giunto a sovrapposizione brasato
con tecnologia MIG ed attrezzatura coldArc
ed elettrodo di zinco [4].
t = 0ms
t = 10ms
t = 1ms
t = 20ms
t = 2ms
t = 30ms
t = 3ms
t = 50ms
t = 4ms
t = 75ms
t = 5ms
t = 100ms
Figura 8 - Evoluzione temporale dell’angolo
di bagnabilità per zinco su acciaio [9].
Figura 9 - Brasatura con short arc di un acciaio zincato a caldo con spessore 1.5 mm ed
elettrodo di zinco (spessore 1.5 mm, velocità 0.3 m/min).
caldo rilevano che un regime di “quasiequilibrio” viene raggiunto dopo circa
25 ms [9,10].
Per basso apporto termico si realizzano
elevate velocità di raffreddamento
durante il processo di brasatura con
short arc regolato, che portano a valori
stimati dell’intervallo di tempo in cui lo
zinco si trova allo stato fuso ben al di
sotto dei 10 ms. La stima è stata effettuata prendendo a riguardo la conduzione termica nel substrato di acciaio e
prendendo a riferimento le temperature
di 907°C (ebollizione dello zinco) e
420°C (fusione dello zinco). Per spessori
sottili (< 1.0 mm) l’effetto della scarsa
bagnabilità non è molto influenzante per
il processo. Per spessori maggiori o per
velocità maggiori a 0.5 m/min, invece, si
notano discontinuità nella formazione
del cordone, che sono riconducibili agli
effetti sopra descritti (Fig. 9).
Una soluzione per aumentare la velocità
di processo ed aumentare anche lo
spettro di applicazioni per lo short arc
regolato dipende, quindi, in primo luogo
dal regime termico indotto durante il raffreddamento e non dalla temperatura
massima raggiunta. Un modo molto
semplice per raggiungere questo scopo è
quello di preriscaldare il substrato in
modo da poter allungare l’intervallo di
raffreddamento. Il preriscaldo deve
essere però effettuato localmente, così
da poter evitare la distorsione completa
del componente ed allungare i tempi di
ciclo. In questo articolo viene presentata
una strategia che si basa sul posizionamento di una sorgente termica dinanzi
alla torcia MIG. La sorgente termica,
che può ad esempio essere una induzione, un plasma oppure un raggio laser,
Laser
Velocità [m/min]
Torcia MIG
ha il compito di riscaldare localmente la
zona che viene poi brasata. Viene inoltre
presentata, a livello di esempio, la brasatura MIG con short arc regolato a cui è
preposto in linea un laser a diodi in fibra.
Quest’ultimo presenta il vantaggio di
avere una sezione focale piuttosto ampia
(in questo caso un diametro di almeno
3.5 mm), di effettuare il preriscaldo
senza contatto e di non interagire con
l’arco voltaico.
Nella Figura 10 è riportato l’assetto sperimentale adottato con un laser a diodi
da 3 kW di potenza massima in una fibra
ottica da 1.5 mm di diametro ed una distanza focale di 160 mm. Il raggio laser
è posizionato 15-20 mm dinanzi alla
torcia MIG, che a sua volta è collegata
ad una sorgente di corrente coldArc.
L’effetto di preriscaldo ricavato in via
sperimentale è riportato nella Figura 11
15-20 mm
Direzione di
brasatura
Figura 10 - Rappresentazione schematica
dell’assetto sperimentale.
Potenza laser [W]
Figura 11 - Isoterme dovute a raggio laser su substrato di acciaio da 0.9 mm.
Intervallo di tempo [ms]
Temperatura fase
liquida ZnAl15
907-420 °C
650-446 °C
Temperatura di
fusione zinco
a)
PLaser = 0 W
PLaser = 100 W
ZnAl15
PLaser = 200 W
T = 350°C
PL = 200 W
Temperatura [°C]
b)
Figura 12 - Stima dell’intervallo di tempo in
dipendenza della temperatura del substrato.
e mostra, ad esempio, che un intervallo
di temperatura tra 300-400°C può essere
raggiunto già per potenze inferiori ai
300 W per velocità inferiori a 0.5 m/min.
Ed è proprio questo l’intervallo di temperatura associato ad un intervallo di raffreddamento superiore ai 20 ms (necessario per raggiungere una situazione di
equilibrio stabile come nella Figura 8) e
che può esser stimato tramite semplice
conduzione termica per una lamiera
zincata da 0.9 mm.
Nella Figura 13 a) sono riportati i risultati di alcune prove su provini di acciaio
zincato, mentre la Figura 13 b) illustra
come la zincatura non venga lesionata e
la transizione tra cordone e materiale
base non presenti alcuna interruzione
dello strato zincato.
Con una simile strategia è possibile
unire termicamente acciaio ed alluminio
come già descritto precedentemente. La
Figura 14 illustra un giunto a sovrappo-
sizione in cui
il partner di alluminio viene fuso in una regione limitata ed il materiale fuso (alluminio e materiale d’apporto ZnAl15) bagna la
lamiera di acciaio zincato.
La Figura 15 mostra invece lo stesso tipo
di giunto brasato manualmente in posizione discendente. Il basso apporto
termico dovuto al short arc regolato può
provocare, oltre ai già citati limiti di bagnabilità, anche problemi in fase di
inizio di processo (ad esempio difetti di
incollaggio). Effetti benefici sulla velocità e sulla bagnabilità possono essere
raggiunti con lo stesso assetto sperimentale della Figura 10 e sono rappresentati
nella Figura 16 per un giunto a sovrapposizione tra acciaio ed alluminio.
Aumentando la potenza del raggio laser
aumenta la bagnabilità ed ovviamente
cresce la sezione resistente della zona
brasata.
Figura 13 - a) Brasatura MIG-coldArc con
preriscaldo tramite laser a diodi (acciaio
zincato da 0.9 mm in spessore);
b) particolare della zona di transizione.
La rottura avviene poi lontano dalla zona
brasata. Sulla stessa base è possibile,
mantenendo costante l’intervallo di raffreddamento ed aumentando la potenza
del laser, aumentare la velocità di processo.
La Figura 17 mostra come con potenze
laser inferiori a 1 kW sia possibile lavorare acciai da 1.5 mm con velocità superiori a 0.7 m/min. A questo riguardo
sono ancora in corso prove che confermano l’ulteriore potenziale di questa
metodologia.
La Figura 18 illustra le potenzialità della
metodologia descritta per brasare
acciaio ed alluminio. Un incremento
della velocità è dimostrato già per
potenze laser tra 285-400 W. La rottura
avviene lontano dalla zona brasata nella
ZTA dell’alluminio.
Soluzione per la saldatura di
lamiere di alluminio e titanio
Alluminio
Acciaio zincato a caldo
Strato di zinco
Strato di zinco/Superficie sul rovescio
Acciaio zincato a caldo
Figura 14 - Brasatura tra acciaio (Stahl) ed alluminio con elettrodo di ZnAl15.
L’unione di lamiere tra alluminio e
titanio può avvenire con lo stesso processo MIG utilizzando, ad esempio, un
elettrodo AlSi12. Il basso apporto di
calore riduce la formazione di fasi intermetalliche ed evita l’utilizzo di scarpette di protezione per la lamiera di
titanio.
La Figura 19 illustra un giunto di sovrapposizione ed è una buona dimostrazione del potenziale di questa strategia
che si basa fondamentalmente sul controllo del regime (T,t).
PL = 0 W
PL = 50 W
PL = 100 W
PL = 150 W
PL = 200 W
PL = 250 W
Figura 15 - Brasatura MIG-coldArc effettuata
manualmente in posizione discendente.
Figura 16 - Brasatura MIG con preriscaldo
con laser a diodi (velocità 0.3 m/min, AA6xxx
1.15 mm e acciaio DC04ZE75/75 0.9 mm).
Conclusioni
Figura 17 - Esempio di sviluppo di processo per brasatura MIG con preriscaldo per acciai
zincati da 1.5 mm con elettrodo di zinco.
Figura 18 - Brasatura con attrezzatura coldArc tra alluminio ed acciaio.
L’unione termica tramite saldatura e/o
brasatura di materiali, che presentino
una elevata sensibilità termica, richiede
lo sviluppo e l’ingegnerizzazione di
strategie che tengano conto del materiale stesso ed in campo applicativo del
regime termico (T,t).
Quest’ultimo regola in definitiva il successo della lavorazione per giunti ibridi,
in quanto governa la diffusione e quindi
la formazione e la crescita di fasi intermetalliche.
È proprio in questa fase che è richiesto
all’ingegnere della saldatura il riconoscere e risolvere le incognite base che
gli si presentano e scegliere o sviluppare
poi il processo più adeguato.
Per i casi presentati tra acciaio ed alluminio e alluminio e titanio sono state
presentate delle metodologie che
offrono una prospettiva per ottenere
giunti con ottime caratteristiche meccaniche, buon aspetto esterno ed elevate
velocità di processo e che devono essere
adattate di volta in volta all’applicazione in oggetto.
L’intento di questo articolo è di dare
nuovi impulsi a questo tipo di strutturazione dei processi di saldatura e brasatura; soluzioni specifiche scaturiscono
poi dall’analisi dettagliata del problema
stesso.
Figura 19 - Brasatura MIG con attrezzatura coldArc tra alluminio e titanio con AlSi12.
Ringraziamenti
Le strategie ed i risultati presentati sono
giekette zum Produzieren, Reparieren
und Recyceln von Produkten in Material-Mix-Bauweise, 1.6.2006 fino al
30.6.2009) finanziato dal Ministero federale per la ricerca e sviluppo (BMBF,
Bundeministerium fü Bildung und Forschung, FZ: 02PB2210) e coordinato dal
Projektträger Forschungszentrum Karlsruhe. Gli autori ringraziano per l’appoggio e per il finanziamento.
I partner del progetto sono: BIAS
GmbH, Technische Universität Ilmenau,
EWM Hightech Welding GmbH, Scansonic GmbH, Linde Gas, Abicor Binzel,
Ilmenauer Laserzentrum GmbH, Grillo
Werke AG, Bedra Berkenhoff.
stati ottenuti durante la fase di preparazione e durante l’esecuzione del progetto di ricerca “Proremix” (Technolo-
Bibliografia
[1]
Massalski T.B., Okamoto H, Subramanian P.R., Kacprzak L.: «Binary alloy phase diagrams», 2nd Edition. ASM International (1990).
[2] Rathod M.J., Kutsune M.: «Joining of aluminium alloys 5052 and low-carbon steel by laser roll welding», Welding journal
(2004), 16s-26s.
[3] Wilden J., Bergmann J.P., Jahn S., Sagrauske M.: «Saldatura per diffusione, un esempio di rapid tooling», Rivista Italiana
della Saldatura, 1-2007, pp. 43-50.
[4] Goecke S.F.: «Energiereduziertes Lichtbogen-Fügeverfahren für wärmeempfindliche Werkstoffe», DVS-Berichte, Bd. 237,
2005, pp. 44-48.
[5] N.N.: «Pressemitteilung der Fa», EWM Hightech Welding GmbH anlässlich der Ausstellung EuroBlech 2004.
[6] N.N.: «Kalter Lichtbogen verbindet Stahl mit Aluminium», weld+vision 02-2004; Kundenzeitschrift; www.fronius.com.
[7] N.N.: «CMT: Serieneinsatz höchster Klasse», www.fronius.com, 27.04.2006.
[8] N.N.: «Produktinformation der Fa», EWM Hightech Welding GmbH; www.ewm.de, 2007.
[9] Ebrill N., Durandet Y., Strezov L.: «Dynamic reactive wetting and its role in hot dip coating of steel sheet with an Al-Zn-Si
alloy», Metallurgical and materials transactions B, Vol. 31B, 2000, pp. 1069-1079.
[10] Ebrill N., Durandet Y., Strezov L.: «Influence of substrate oxidation on dynamic wetting, interfacial resistance and surface appearance of hot dip coatings», Proc. of Galvatech (Ed.: Lamberights M.), Brussels, 2001, pp. 329-336.
Dr.-Ing. habil. Jean Pierre BERGMANN, laureato con lode in Ingegneria Meccanica presso l’Università di Ancona, dottore di ricerca presso l’Università di Bayreuth, è International Welding Engineer dal 1999. Fino al 2003 ha lavorato come ricercatore e poi ingegnere capo presso il Lehrstuhl Metalliche Werkstoffe dell’Università di Bayreuth (Germania). Dal 2003 al 2007 è stato ingegnere capo e capogruppo “Saldatura/riporti superficiali” presso il Fachgebiet Fertigungstechnik della Technische Universität Ilmenau (Germania). Dal 2007 è responsabile per la lavorazione
laser di materiali metallici presso la Jenoptik Automatisierungstechnik GmbH (Jena, Germania). È autore e coautore di più di 100 pubblicazioni.
Univ.-Prof. Dr.-Ing. habil. Johannes WILDEN, laureato in Fisica ha ottenuto il dottorato di ricerca in Ingegneria dei materiali presso la RWTH
Aachen. Dopo un’esperienza in campo industriale, ha fatto ritorno alla ricerca come ingegnere capo al Lehrstuhl für Werkstofftechnologie dell’Università di Dortmund, dove ha ottenuto la venia legendi in tecnologie meccaniche. È già stato docente universitario presso l’Università tecnica di
Chemnitz (Germania) prima di diventare ordinario di Tecnologie Meccaniche presso il Fachgebiet Fertigungstechnik della Technische Universität
Ilmenau (Germania). Da Gennaio 2008 è professore ordinario e direttore dell’Istituto per saldatura e riporti superficiali presso l’Università
tecnica di Berlino (Germania). È autore e coautore di più di 200 pubblicazioni.
Dipl.-Ing. Sebastian REICH, laureato nel 2005 presso la Technische Universität Ilmenau, è stato dapprima ricercatore presso il Fachgebiet Fertigungstechnik, poi dal Gennaio 2008 presso l’Istituto per saldatura e riporti superficiali dell’Università tecnica di Berlino, dove si occupa di brasatura di materiali diversi con tecnologia laser e MIG.
Dr.-Ing. Sven-F. GOECKE, laureato in Ingegneria Meccanica presso la Technische Universität Berlin, è stato ricercatore nel campo della saldatura presso la stessa università dove ha ottenuto il dottorato di ricerca nel 2003. È tuttora responsabile per la ricerca e lo sviluppo presso la EWM
Hightech Welding Technologies di Mündersbach (Germania).
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Ponti in duplex: risultati di un progetto
di ricerca europeo
E. Maiorana *
Sommario / Summary
Si riportano alcuni dei risultati ottenuti e una sintesi delle
competenze acquisite con le sperimentazioni condotte nella
cornice di un progetto europeo finalizzato all’impiego degli
acciai inossidabili austeno-ferritici nella costruzione di ponti
e viadotti. La ricerca è stata cofinanziata dal RFCS (Fondo di
ricerca per il carbone e l’acciaio, contratto RFS-CR-04040) e
ha visto collaborare insieme più figure tra le quali OMBA Impianti & Engineering S.p.A., un’azienda operante nel settore
della carpenteria metallica, specializzata nella costruzione
d’impalcati da ponte e già da tempo impegnata nella ricerca
di soluzioni ottimali per la costruzione di tali strutture con
una costante attenzione alla qualità per quanto riguarda l’intero iter produttivo.
Si descrivono quindi le fasi principali del programma di
ricerca, in particolare i test per caratterizzare i parametri di
progetto più significativi rispetto a soluzioni più tradizionali,
e si sviluppano considerazioni sugli aspetti di manutenzione e
di fabbricazione in modo da poter indirizzare e suggerire quali
possano essere i vantaggi dell’utilizzo degli acciai inossidabili
austeno-ferritici nella costruzione di grandi infrastrutture.
Some of the results acquired and a synthesis of the competence acquired from the experiments conducted in the framework of a european project for use of austeno-ferritic stainless
*
steel in the construction of bridges and viaducts are shown.
The research was cofinanced by RFCS (Research Fund for
Coal and Steel, contract RFS-CR-04040) and it saw more
figures work together among which OMBA Impianti & Engineering SpA, a society in the field of steelworks specialized in
bridge construction and already involved in the search for
optimal solutions for the construction of these structures with
a constant attention to quality with regard to the entire production process.
The main stages of the research programme are described, in
particular tests to characterize the more significant parameters of the project respect traditional solutions and are developed considerations on the aspects of maintenance and manufacture in order to be able to indicate and to suggest what
may be the benefits of the use of austeno-ferritic stainless
steels in erecting great infrastructures.
Keywords:
Bridges; civil engineering; costs; design; duplex stainless
steels; fatigue loading; fatigue strength; fatigue tests; fracture mechanics; lifetime; MAG welding; research and development; service life extension; stainless steels; submerged
arc welding; test pieces; weldability.
OMBA Impianti & Engineering S.p.A.- Podenzano (PC).
E. Maiorana - Ponti in duplex: risultati di un progetto di ricerca europeo
1. Introduzione
Gli acciai inossidabili austeno-ferritici
(duplex), per gli elementi che ne costituiscono la lega, hanno un costo
di materia prima assai superiore rispetto
all’acciaio al carbonio che, insieme alle
varie accortezze da adottare nello stoccaggio e nella lavorazione, rendono attualmente tale materiale non competitivo
rispetto a scelte più tradizionali.
Di conseguenza ha senso l’impiego del
duplex in strutture con una vita di servizio lunga ed esposte ad agenti atmosferici altamente corrosivi (ambiente
marino, inquinato) in modo da recuperare l’ingente esborso iniziale tramite
un’attenta valutazione dei costi di manutenzione a lungo termine, ossia svolgendo una preliminare analisi del costo
del ciclo di vita dell’opera. Per fare
questo è necessario un confronto tra la
soluzione in acciaio al carbonio e acciaio
inossidabile, dal punto di vista sia progettuale che operativo.
Di seguito si propone una veduta d’insieme dell’attività di ricerca condotta
nella cornice di un progetto europeo in
parte finanziato dal Fondo di ricerca per
il carbone e l’acciaio (RFCS), descrivendo le fasi di lavoro e gli aspetti salienti al fine di evidenziare le potenzialità e promuovere così l’uso dell’acciaio
inossidabile austeno-ferritico nella costruzione di ponti.
I principali obiettivi prefissati e perseguiti sono stati i seguenti:
• la selezione del materiale base
(UNI EN 10088-2 - 1.4462-X2
CrNiMoN22-5-3) tra i vari gradi di
acciaio austeno-ferritico più diffusi in
commercio, inteso sia come lamiere
sia come consumabile per le saldature;
• la fabbricazione dei provini e l’individuazione delle relative problematiche;
• la stesura di indicazioni per la corretta lavorazione e realizzazione di
elementi tipici presenti in ponti metallici;
Figura 1 - Sezione trasversale di ponte a lastra ortotropa.
• la scrittura di linee guida per le procedure e le tecnologie di saldatura potenzialmente adottabili per i duplex,
sia in officina che in cantiere;
• i riferimenti necessari per svolgere
un’analisi del costo del ciclo di vita.
Una prima presentazione del progetto,
un’analisi preliminare e informazioni
sull’utilizzo del duplex in strutture erano
state date all’inizio della ricerca in un articolo su questa Rivista a cui ha collaborato l’Autore nel 2004 [1].
Per quanto riguarda aspetti tecnici più
specifici (metallurgia, prove sul materiale base, ecc…) si rimanda a quanto
già riportato in [2], [3], [4].
2. Definizione dei provini
Un impalcato da ponte è soggetto per
sua natura ai carichi ciclici derivanti dall’azione del traffico, così da rendere fondamentale nella fase di progettazione la
verifica a fatica.
Le tipologie costruttive adottate per
l’impalcato sono a oggi principalmente
due, la prima con sezione trasversale interamente in acciaio (ponti a lastra ortotropa), generalmente per luci superiori ai
100 m, e la seconda a sistema misto
acciaio-calcestruzzo (con soletta in
cemento armato collaborante con la
struttura portante metallica) per luci inferiori.
Tipicamente, in entrambi i casi, già in
officina nella fase di prefabbricazione i
vari elementi sono connessi tramite
giunzione saldata, in modo da inviare in
cantiere dei macroelementi per l’assemblaggio finale da portare a termine
tramite delle giunzioni bullonate tra i
conci di trave.
La tipologia a lastra ortotropa presenta
qualche difficoltà in più rispetto alla soluzione mista, perché richiede inevitabilmente alcune saldature anche in cantiere, quali le giunzioni dei conci di
lastra ortotropa (“deck”) nelle due direzioni principali e il ripristino dell’inte-
GIUNTO LONGITUDINALE DELLE LASTRE
IN CANTIERE
Figura 2 - Clampe.
Figura 3 - Giunto di canaletta.
(a)
(b)
Figura 4 - Ripristino della continuità della travata.
(a) giunzione saldata; (b) giunzione bullonata.
grità degli irrigidimenti trapezoidali (canalette) sottostanti la lastra (Fig. 1).
I bordi del deck, infatti, sono usualmente giuntati in sito tramite saldatura
di testa con supporto ceramico senza
ripresa al rovescio per evitare la rifinitura difficoltosa della stessa inferiormente. In tale caso il procedimento di
saldatura prevede una prima passata a
filo in semi-automatico (MAG) e le
passate successive ad arco sommerso in
automatico (SAW). Per allineare le
lastre e fissare il supporto ceramico che
scorre all’interno di una canaletta di
acciaio si fa uso di speciali morsetti o
“clampe” fissate a dei pioli filettati in
precedenza disposti al bordo inferiore
delle lastre in prossimità dei lembi e a
interasse costante (Fig. 2).
In corrispondenza del giunto trasversale
del deck, oltre al piano della lastra, è necessario anche ripristinare la continuità
delle canalette, tramite delle apposite
coppelle saldate con l’ausilio di piattini
di supporto già predisposti nelle fasi precedenti all’interno dei tronconi (Fig. 3).
Mentre le connessioni di testa della
lastra ortotropa sono sempre saldate, gli
irrigidimenti sottostanti la lastra, usualmente a sezione chiusa trapezia, e le
giunzioni d’anima delle travate possono
essere anche bullonate (Fig. 4).
Il ripristino dell’integrità della lastra ortotropa e delle travate consente la corretta definizione dell’impalcato in fase
progettuale, secondo lo schema tipico
che si rifà al modello di trave continua
secondo la teoria di De Saint Venant, il
quale può quindi essere risolto con i
criteri della Scienza delle Costruzioni
(Fig. 5).
Al momento della verifica a fatica
in fase di progettazione, è necessario individuare tutti i dettagli saldati presenti,
determinandone la categoria di appartenenza tramite i diagrammi Δσ-N di
Whöler.
La normativa europea sugli acciai inossidabili, Eurocodice 3 parte 1-4 [5], per
la verifica a fatica fa riferimento alle
curve presenti nell’Eurocodice 3 parte 19 [6] le quali sono basate sui risultati ottenuti da campagne sperimentali condotte su campioni di acciaio al carbonio.
Per tale motivo si è deciso di procedere a
un’estesa indagine bibliografica e alla
costruzione di provini in duplex, esattamente corrispondenti a quelli impiegati a
suo tempo per la creazione delle curve
dette, in modo da poter valutare il comportamento a fatica dell’acciaio inossidabile per confronto con l’acciaio al carbonio.
3. Realizzazione dei campioni
L’iter di produzione normalmente adottato in carpenteria prevede l’elaborazione da parte dell’Ufficio Tecnico dei
seguenti disegni:
• una tavola generale che contiene le
viste dei macroelementi da costruire
(Fig. 6);
Figura 5 - Vista longitudinale d’impalcato su più appoggi.
Figura 6 - Tavola generale.
Figura 7 - Normalino di officina.
Figura 8 - Piano di taglio.
• più tavole con la descrizione sia
grafica che a distinta dei vari pezzi che
costituiscono gli elementi (Fig. 7);
• più tavole con il piano di utilizzo di
ogni lamiera grezza che arriva in stabilimento (Fig. 8).
In fase operativa è stata posta particolare
attenzione allo stoccaggio delle lamiere,
al fine di evitare accuratamente l’influenza degli effetti atmosferici e dell’inquinamento, la contaminazione
ferrosa ed eventuali danni.
Il materiale è stato quindi protetto, utilizzando supporti speciali (interposizione di materiale sintetico) e coperto
con teli di plastica (Fig. 9).
Durante la lavorazione, le lamiere sono
state sollevate tramite ventose a vuoto
(bilancini “pneumatici”) o tramite pinze
con le ganasce rivestite di materiale sintetico adatto.
Il reparto di lavorazione è stato isolato
dalle altre attività sull’acciaio al carbonio e sono stati acquistati degli utensili
specifici e puliti. In fase preliminare
sono stati svolti dei pre-test al fine di individuare i corretti parametri di lavoro
(Fig. 10) e stilare le specifiche di procedura di saldatura (WPS).
I pre-test sono stati validati mediante controlli visivi, liquidi penetranti, radiografie
e prova di piegatura per i pioli, secondo i
criteri di esecuzione e accettabilità previsti dalle norme. A livello di laboratorio
sono state svolte delle macrografie, la
prova di durezza Vickers ed è stato determinato il contenuto di ferrite (Tab. I).
Poiché l’iter di produzione dei provini in
duplex doveva essere analogo a quello in
acciaio al carbonio, è stata posta particolare attenzione nella fase di saldatura dei
pezzi, inderogabilmente in automatico o
in manuale, secondo quanto specificato
per ogni tipologia di dettaglio nelle corrispondenti procedure di saldatura
(WPS). Va da sé che impiegare un processo in manuale, in alternativa ad uno
in automatico, o un procedimento differente da quello stabilito in fase di pretest, comporta un’erronea interpretazione dei risultati dei test sperimentali.
Per avere un termine di confronto immediato, è stato utile riprodurre, utilizzando
il duplex, le stesse tipologie di dettagli
saldati in acciaio al carbonio, di cui era
stata trovata ampia traccia in bibliografia, in modo da avere un confronto sia
nelle operazioni di officina sia nelle successive indagini sperimentali.
Figura 9 - Stoccaggio e protezione delle lamiere con teli di plastica.
I principali parametri di confronto per la
saldatura sono stati l’intensità di corrente elettrica (Ampere), la differenza di
potenziale (Volt) e la velocità (cm/min).
L’apporto termico durante la preparazione dei provini è stato compreso nel
campo da 0.5 a 2.5 kJ/mm, inferiore di
circa il 30% rispetto all’acciaio al carbonio.
Un confronto tra i parametri è riportato
nella Tabella II per alcuni dettagli studiati.
(a)
(b)
(c)
(d)
Una volta approvati i parametri di saldatura si è passati alla scrittura delle WPS
definitive e quindi alla realizzazione dei
provini su larga scala (Fig. 11). In totale
sono stati prodotti circa 80 provini a
piccola scala (prove di corrosione), 120
a media scala (prove di fatica), 40 a scala
reale (prove di fatica) e 3 travette (prove
di stabilità).
Come accade usualmente a conclusione
della produzione, i provini sono stati
oggetto di controlli di Qualità; le imperfezioni metallurgiche o di tipo operativo
non accettabili (difetti) sono state prontamente riparate.
La realizzazione dei provini ha permesso
d’investigare i problemi pratici che potrebbero verificarsi introducendo l’utilizzo dell’acciaio inossidabile austenoferritico nella costruzione di elementi
strutturali per gli impalcati dei ponti,
campo tradizionale dell’acciaio al carbonio.
Figura 10 - Alcune viste dei pre-test. (a) saldatura testa a testa; (b) test liquidi penetranti; (c) prova piegatura piolo; (d) cordone di saldatura.
TABELLA I - Dettagli saldati e risultati dei controlli di laboratorio effettuati.
Dettagli saldati
Controlli
Proc.
Sp
(mm)
1
121 SAW
7
12
47.763.3
2
121 SAW
7÷12
12÷20
48.362.7
3
135 MAG
7÷12
12÷20
41.47
4
135 MAG
+
121 SAW
12
43.47
5
135 MAG
12
46.70
6
121 SAW
30
44.00
7
78 SW
30
36.563.0
WPS
Descrizione
I risultati conseguiti a seguito della conclusione della fase di lavorazione sono
stati i seguenti:
• produzione di provini partendo da un
quantitativo di 29 t di lamiere suddi-
Macro
vise negli spessori 12 mm, 20 mm,
24 mm e 30 mm;
• comparazione tra tecniche di esecuzione e modalità operative nella saldatura con l’acciaio inossidabile duplex
Durezza Vickers HV10
Contenuto
ferrite (%)
rispetto alle conoscenze consolidate
relative all’acciaio al carbonio;
• selezione del materiale di consumo
più idoneo rispetto alla valutazione
costi-benefici;
(a)
(b)
(c)
(d)
(e)
(f)
Figura 11 - Alcuni provini realizzati. (a) saldatura testa a testa; (b) saldatura piolo; (c) saldatura di canalette alla lastra ortotropa; (d) dettaglio
saldatura arco sommerso; (e) saldatura dei traversi alla canaletta (per test locale); (f) saldatura di traverso alle canalette (per test globale).
• acquisizione dei dati dal controllo di
qualità, tramite test interni d’officina
(visive test, penetration test, macro) e
tramite analisi di laboratorio (analisi
chimica, radiografia, numero di
ferrite);
• emissione delle specifiche di procedura di saldatura (WPS).
I dati raccolti sono stati poi condensati
per procedere, con i risultati delle successive sperimentazioni, all’analisi
finale del costo del ciclo di vita, conside-
rando ad esempio le tempistiche di lavorazione, i problemi di stoccaggio, taglio,
parametri di saldatura e in generale lavorazione del duplex.
TABELLA II - Confronto dei parametri di saldatura per alcuni dettagli.
Dettaglio saldato
Descrizione
Parametri
Rif. EN 1993-1-9 [6]
Giunzione trasversale
[Dettaglio 11 “Tabella 8.3:
Saldature di testa
trasversali”]
Processo di saldatura:
MAG + SAW
Giunzione tra irrigidimento
trapezoidale e lastra
Lastra ortotropairrigidimenti chiusi”]
SAW
Piolo a taglio su materiale
base
Connessioni saldate e
irrigidimenti”]
SW
Attacco longitudinale
Connessioni saldate e
irrigidimenti”]
MAG
4. Campagna sperimentale
Per mezzo delle indagini bibliografiche
sono state reperite preziose informazioni
circa le modalità di sperimentazione e le
attrezzature adottate al tempo per determinazione della vita a fatica dei dettagli
saldati in acciaio al carbonio.
Per completezza sono stati oggetto di
valutazione anche i dati già disponibili
in letteratura su campioni di acciaio
inossidabile austenitico e austeno-ferritico; peraltro molte delle tipologie individuate non erano mai state testate in
precedenza sugli inossidabili, quali, ad
esempio, la saldatura del piolo e la giunzione di testa delle canalette con coppella.
Risultati
S355
S32205
corrente (A)
450 - 550
400 - 450
tensione (V)
24 - 28
24 - 28
velocità (cm/min)
44 - 63
46 - 58
corrente (A)
520 - 540
440 - 460
tensione (V)
27 - 29
25
velocità (cm/min)
35 - 55
55
corrente (A)
1650
1680
tensione (V)
-
-
velocità (cm/min)
0.7
0.82
corrente (A)
330 - 350
230 - 270
tensione (V)
29 - 30
25 - 27
velocità (cm/min)
30 - 35
30 - 35
I test a fatica hanno quindi permesso di
dare una prima valutazione statistica dei
risultati di tipologie nuove e informazioni aggiuntive
per quelle di cui
si avevano già
delle informazioni.
Nel seguito si riportano i risultati
dei test a fatica
per due tipologie
di campioni,
scelte tra le altre
perché non già
sperimentate in
altre precedenti
campagne con gli
acciai inossidabili e perché rappresentative della categoria provini a media e a
grande scala.
Figura 12 - Geometria del provino.
(a)
(b)
Figura 13 - Test a fatica per i pioli. (a) macchina di prova; (b) posizione della cricca.
4.1 Pioli a taglio su materiale base
La categoria di dettaglio dei pioli saldati
su piattini è, per l’acciaio al carbonio, la
80 (“Tabella 8.4: Connessioni saldate e
irrigidimenti” della EN 1993-1-9 [6]).
Sono stati utilizzati pioli di acciaio austenitico EN 1.4301 di diametro 19 mm
saldati al centro di piattini di spessore
20 mm di acciaio austeno-ferritico
(EN 1.4462) (Fig. 12).
La cricca per fatica è iniziata sempre,
per tutti e 15 i provini testati, al cordone
di saldatura e si è propagata attraverso il
piatto in direzione trasversale rispetto
alla direzione di applicazione della forza
(Fig. 13).
Nella Figura 14 è riportata la sovrapposizione dei risultati ottenuti nella sperimentazione dei pioli rispetto alla curva di
normativa riferita agli acciai al carbonio.
L’incremento stimato è stato del 53%.
4.2 Giunzione saldata degli
irrigidimenti trapezi con piattino
di supporto
Nella Figura 15 è riportata una tipologia
di provino a media scala testato a fatica
nell’ambito del progetto di ricerca. Si
tratta di una piena penetrazione di testa
eseguita con un piattino di supporto. La
categoria di dettaglio è, per l’acciaio al
carbonio, la 71 (“Tabella 8.8: Lastra ortotropa-irrigidimenti chiusi” della EN
1993-1-9 [6]).
Il comportamento a fatica dei provini
piccola scala è chiaramente differente ri-
spetto a quello dei
provini a media e
a scala reale; per
questo motivo per
le tipologie più
complesse sono
stati elaborati dei
modelli numerici
per individuare le
zone di maggiore
criticità ai fini
della sperimentazione, dove ci si
aspettava l’enucleazione e successiva propagazione della cricca.
Nel caso in
oggetto, la cricca
si è generata nel
cordone di saldatura dell’irrigidimento a
un apice della base inferiore e si è propagata attraverso la sezione sia nell’anima
sia nella base inferiore della canaletta.
Le tensioni nominali sono state valutate
applicando la teoria delle travi di De
log Δσ [N/mm2]
A seguire si presentano i risultati dei test
di stabilità di travette e altre sperimentazioni condotte.
log N [-]
Figura 14 - Risultati della sperimentazione.
Saint Venant, ipotizzando uno schema di
trave semplicemente appoggiata, assunzione confermata dai valori degli spostamenti verticali forniti dalle misurazioni
degli “strain-gauges” posti nella sezione
mediana.
Figura 15 - Geometria del provino.
La diffusione dei dati nella Figura 16 è
dovuta alla complessità del provino, alla
variabilità dei parametri di saldatura e
geometrici.
L’incremento stimato è stato del 45%.
4.3 Stabilità
La verifica a stabilità è decisiva durante
la fase di verifica progettuale di un impalcato di ponte, infatti le travi sono
sezioni a doppio T con delle anime
molto alte e sottili soggette a pressoflessione e carichi localizzati trasversali,
il che si traduce in una snellezza λ
elevata con pericolo d’imbozzamento.
Per λ>100, al fine di evitare deformazioni eccessive, non reversibili al raggiungimento del cosiddetto limite
elastico, è d’uso, piuttosto che incrementare il valore dello spessore, inserire
degli irrigidimenti a sezione aperta
(piatti) oppure a sezione chiusa (canalette) (Fig. 17).
Inoltre, la ciclicità dei carichi da traffico
veicolare, a parte i problemi legati alla
fatica, può portare a un accumulo di deformazione plastica dovuta alla non linearità della curva σ-ε tipica degli inossidabili, per i quali non si osserva un
valore preciso del passaggio da campo
elastico a plastico [7]. Gli acciai inossidabili, infatti, sono caratterizzati, a differenza degli acciai al carbonio, da una
tensione convenzionale a snervamento
indicato con Rp0.2%.
In letteratura si trovano poche informazioni su sperimentazioni circa la resistenza ultima a taglio di travi a sezione
aperta in acciaio inossidabile e i criteri di
progetto disponibili si riferiscono, come
nel caso della fatica, a test di travi di
acciaio al carbonio, sebbene vi siano, ad
esempio, chiare differenti proprietà nel
comportamento non lineare per quanto
riguarda la spiccata anisotropia del
duplex.
(a)
Figura 16 - Risultati della sperimentazione.
La resistenza ultima al taglio di travi a
sezione aperta con anima snella è data
specialmente dalla cosiddetta resistenza
post critica che si sviluppa una volta che
la tensione di taglio nell’anima ha raggiunto la tensione critica elastica d’instabilità per taglio.
Tutti i modelli sviluppati per la valutazione della resistenza ultima a taglio delle
travi sono basati sull’ipotesi che essa sia
costituita da due contributi principali:
• il contributo dell’anima, cioè la resistenza di stabilità critica elastica a
taglio dell’anima;
• il contributo della piattabanda che riflette il fatto che una volta che
l’anima sbanda fuori dal proprio
piano, l’anima è ancora in grado di
resistere per mezzo di bande di trazione che si sviluppano formando una
reticolare tra piattabande e irrigidimenti verticali.
I modelli descritti sono stati calibrati con
una serie di risultati sperimentali ottenuti da test su provini di acciaio al car-
bonio. La resistenza ultima a
taglio di una trave
snella a I (irrigidita trasversalmente o non irrigidita)
può
eccedere significativamente il
carico critico elastico a taglio dell’anima per una
percentuale che
dipende sia dalla
snellezza sia dalla
rigidezza delle
piattabande.
Nell’ambito del
progetto
di
ricerca sono state
prese in considerazione una serie di travi sottoposte a
carico localizzato a taglio.
I risultati della sperimentazione a stabilità hanno evidenziato come l’attuale
normativa europea relativa agli acciai
inossidabili [5] sia eccessivamente cautelativa nei coefficienti di verifica rispetto all’applicazione a travi in inossidabile relativa agli acciai al carbonio [8].
4.4 Test di CTOD
Tra i vari altri test effettuati è da menzionare quello di CTOD. Questa prova è di
particolare importanza perché direttamente collegata alla scelta del materiale
in fase preliminare.
Infatti, al momento della scelta del grado
di acciaio da utilizzare nella realizzazione di un’opera, va considerata la possibilità che sussista il pericolo di frattura
fragile degli elementi. La premessa all’Allegato C dell’Eurocodice 3 parte 2
[9] recita:
“Si dovrebbe scegliere per ogni elemento un acciaio di classe opportuna in
(b)
Figura 17 - Conci di travi di ponte con irrigidimenti. (a) irrigidimenti a sezione aperta; (b) irrigidimenti a sezione chiusa.
TABELLA III - Spessori limite in giunzioni saldate per parti in trazione.
Grado
T = 0°
-10° C
-20° C
-30° C
-40° C
-50° C
Spessore limite (mm)
S355J0
80
65
55
45
40
30
S355J2G3
S355K2G3
110
90
80
65
55
45
130
110
90
80
65
55
modo da ottenere affidabilità sufficiente
nei riguardi del collasso per rottura
fragile, portando in conto i seguenti
fattori:
• classe di resistenza dell’acciaio;
• qualità di tenacità dell’acciaio;
• forma degli elementi;
• spessore degli elementi;
• ipotesi appropriate sulle imperfezioni
da cricche;
• minima temperatura di esercizio;
• velocità di deformazione”.
Per l’acciaio al carbonio d’impiego
strutturale, il campo di temperatura di
lavoro degli elementi piani arriva fino a
–50°C (Tab. III).
È evidente come la tabella non sia adeguata per una chiara impostazione della
problematica e di uso solo in parte conservativo.
L’approccio con le metodologie della
Meccanica della Frattura è attualmente
quello più corretto per la valutazione
della propagazione delle cricche e problemi di frattura fragile.
L’Eurocodice 3 parte 1-10 [10] riprende
la parte 2 [9] e propone una tabella nella
quale compare anche la tensione di esercizio presunta durante la vita di servizio
del dettaglio (ulteriori confronti e considerazioni sono riportate in [11]).
I test di CTOD sono stati condotti in
accordo con le British Standard BS7448
e l’ASTM E1820-99a su lamiere di
spessore 30 mm a 0°C e –30°C.
La preparazione del cianfrino per la sal-
Figura 18 - Provino per il test di CTOD.
datura è stata a K (Fig. 18). Il processo
di saldatura è stato il SAW con OK Flux
10.93 come flusso e OK Autrod 16.86
come materiale di apporto. L’apporto
termico è stato tra 1 e 1.6 kJ/mm.
L’intaglio per alcuni provini si è verificato nella zona termicamente alterata,
per altri nella zona fusa. Il grado di
duplex testato si è presentato duttile a
–30°C con un alto livello di tenacità
(320 J).
I valori di CTOD del metallo fuso sono
minori di quelli del metallo base e della
zona termicamente alterata; questi ultimi
si sono presentati piuttosto simili.
4.5 Durabilità
Rispetto all’aggressività dei vari ambienti nei quali può trovarsi a svolgere la
propria vita di servizio un impalcato da
ponte, l’EN ISO 12500 classifica cinque
differenti livelli, da C1 a C5, in base alla
diminuzione di massa e spessore di campioni standard dopo un anno di esposizione.
L’ambiente classificato C5 comprende
siti marini con presenza di agenti inqui-
nanti aggressivi,
quali sono quelli
dove sono collocati ad esempio
molti
ponti
sospesi in Giappone,
Hong
Kong, ecc.
La percentuale di
corrosione dell’acciaio al carbonio nei
siti C5 è molto rilevante e prevista da 80
µm/anno a 200 µm/anno. Come conseguenza, per preservare la struttura sono
previste nel tempo costose misure di manutenzione, principalmente verniciatura
delle parti esterne e interne con una continua deumidificazione dei volumi
chiusi, tenendo presente che un’umidità
relativa minore del 40% fa sì che la corrosione sia in pratica assente. Premesso
che tutti i cicli di verniciatura prevedono
sabbiatura Sa 2½, tramite la quale sono
rimosse scaglie di laminazione, ruggine
e materiali estranei, nella Tabella IV è riportato un esempio di ciclo di verniciatura.
I gradi di acciaio inossidabile già
oggetto di sperimentazione a resistenza
alla corrosione (ad esempio gli austenitici EN 1.4301 e EN 1.4404) hanno mostrato che la velocità di corrosione è
molto bassa ma comunque sussiste la
possibilità di attacco per “pitting” in presenza di cloruri in ambiente marino.
I provini in duplex EN 1.4462 (UNS
S32205), esposti per la durata di un anno
TABELLA IV - Cicli di verniciatura per superfici, categoria di corrosione C5.
Preparazione superficie
Ciclo di verniciatura
(Durata Alta)
Ciclo di verniciatura
(Durata Media)
Sabbiatura Sa 2½, (ISO 850-1 : 1988)
1ª mano
Zincante inorganico
80 µm
2ª mano
Intermedio epossidico catalizzato 20%
80 µm
3ª mano
80 µm
4ª mano
Smalto Retron Acrilico catalizzato 20%
50 µm
1ª mano
Fondo zincante epossidico catalizzato 10%
80 µm
2ª mano
100 µm
3ª mano
Smalto Retron Acrilico catalizzato 20%
60 µm
in siti soggetti ad atmosfera marina (sito
di Brest, costa atlantica francese), a
elevato smog (sito di Roma) e a inquinamento congiunto con il salino (sito di
Genova), senza l’applicazione di protezioni particolari, hanno mostrato delle
eccellenti prestazioni alla resistenza alla
corrosione. In ambiente C5, quindi, il
duplex può essere considerato la scelta
migliore anche perché l’elevata resistenza alla corrosione è accompagnata
da una grande resistenza meccanica.
Ringraziamenti
Si ringrazia la Commissione Europea
per il supporto finanziario (contratto
RFS-CR-04040 [12]) e i rappresentanti
Bibliografia
[1]
Buzzichelli G., Maiorana E., Scasso M.: «Gli acciai inossidabili austeno-ferritici: considerazioni sull’impiego nella costruzione di impalcati da ponte»,
Rivista Italiana della Saldatura, IIS, n. 4-2004.
[2]
Zilli G., Fattorini F., Maiorana E.: «Application of duplex stainless steel for
welded bridge construction in aggressive environment», Duplex 2007 Int.
Conf. & Expo, AIM, Grado - Italy.
[3]
Fanica A., Maiorana E.: «UNS S32205 for bridge construction: an experience
of application», Duplex 2007 Int. Conf. & Expo, AIM, Grado - Italy.
[4]
Feldmann M., Hechler O., Maquoi R., Zilli G.: «Fatigue of welded details
made of duplex stainless steel», Duplex 2007 Int. Conf. & Expo, AIM,
Grado - Italy.
[5]
UNI ENV 1993-1-4: 1999 - Eurocodice 3 - Progettazione delle strutture
di acciaio. Parte 1-4: Regole generali - Criteri supplementari per acciai inossidabili.
[6]
UNI EN 1993-1-9: 2005 - Eurocodice 3 - Progettazione delle strutture di
acciaio. Parte 1-9: Fatica.
[7]
Johansson B., Olsson A.: «Current design practice and research on stainless
steel structures in Sweden», Journal of Constructional Steel Research 54,
pp. 3-29, 2000.
[8]
UNI ENV 1993-1-5: 2001 - Eurocodice 3 - Progettazione delle strutture di
acciaio. Parte 1-5: Regole generali - Regole supplementari per lastre ortotrope in assenza di carichi trasversali.
[9]
UNI ENV 1993-2: 2002 - Eurocodice 3 - Progettazione delle strutture di
acciaio. Parte 2: Ponti di acciaio.
5. Conclusioni
Dall’esperienza acquisita si è visto che
l’utilizzo dell’austeno-ferritico S32205
nella costruzione di ponti non presenta
particolari problemi, eccetto porre la
dovuta attenzione a rispettare alcune
regole nel maneggiare e stoccare il materiale (prima di tutto evitando la contaminazione ferrosa e danni accidentali).
Non vi sono difficoltà specifiche sia nella
saldatura manuale sia nei processi automatici purché tali attività siano condotte
da personale adeguatamente addestrato.
Come per l’acciaio al carbonio, anche
per il duplex il saldatore deve essere qualificato e procedere secondo WPS.
Riguardo alla produttività in officina, il
costo del duplex può essere quantificato
in circa il 25% in più perché, sebbene la
velocità di produzione (saldatura) sia il
20% maggiore rispetto a quella con gli
acciai al carbonio, va considerato
almeno un 35% d’incremento generale
dei costi (taglio, specializzazione della
manodopera).
La produttività in cantiere è valutata con
un 30% in più sempre per il duplex. Si
ottiene in definitiva un valore di circa il
30% d’incremento dei costi a sfavore
dell’austeno-ferritico.
Nonostante la valutazione economica
(dipendente dal tasso di attualizzazione
dei costi) risenta della fluttuazione piuttosto instabile del costo delle materie
prime, da cui l’aggiornamento quotidiano del prezzo di mercato da parte del
produttore, l’impiego degli austeno-ferritici potrebbe essere competitivo con gli
acciai al carbonio per opere a lunga
durata in ambienti molto aggressivi, da
valutarsi caso per caso.
dei partner coinvolti nel progetto di
ricerca: il Centro Sviluppo Materiali
(CSM) di Roma, INDUSTEEL di Le
Creusot, l’Università di Aachen
(RWTH) e l’Università di Liegi.
[10] UNI EN 1993-1-10: 2005 - Eurocodice 3 - Progettazione delle strutture di
acciaio. Parte 1-10: Resilienza del materiale e proprietà attraverso lo spessore.
[11] Maiorana E. et al.: «Applicazioni della meccanica della frattura al progetto di
ponti», XX Congresso del CTA, ACS Acai Servizi, pp.113-120, Ischia, 2005.
[12] Fattorini F., Zilli G., Maiorana E., Peultier J., Fanica A., Hechler O., Rauert
T., Maquoi R.: «Application of duplex stainless steel for welded bridge construction in aggressive environment (Bridgeplex) RFS-CR-04040», Final
Tech. rep., Research Programme of the Research Fund for Coal and Steel.
Technical Group TGS 8, 2008.
Emanuele MAIORANA, laureato in Ingegneria Civile presso l’Università di
Padova nel 2001. Dottore di Ricerca in Meccanica delle Strutture presso l’Università di Bologna nel 2007. Già Project Engineer nella Divisione Ingegneria di OMBA Impianti & Engineering S.p.A. dal 2002, attualmente Responsabile della Sicurezza dell’azienda. Socio del Collegio dei Tecnici dell’Acciaio e
delegato al consiglio direttivo italiano dell’International Association for
Bridge and Structural Engineering.
79&*362-896%RIPPEGMXXkHIPPEQIGGERMGEWTIGMEPM^ÊXE:MZMPEERGLIXY
2IPP«EQFMXSHM
¨4EVXIGMTE E 7YFJSVRMXYVE IH IRXVE HE TVSXEKSRMWXE HIPPE GMXXk HIPPI PEZSVE^MSRM GSRXS XIV^M 0«MRRSZEXMZE
SVKERM^Ê^MSRI MR ZMEPM I TME^Î XIQEXMGLI I P«MRWIVMQIRXS HIPPI MWSPI HM PEZSVE^MSRI XM KEVERXMWGSRS QEWWMQE
ZMWMFMPMXkIJEGMPMXkHMGSRXEXXSGSRMZMWMXEXSVM)KVE^MIEPPEWMRIVKMEXVEMHMZIVWMWEPSRMHIHMGEXMEPP«MRHYWXVMEQERMJEXXYVMIVE
TSXVEM MRGSRXVEVI STIVEXSVM UYEPM´GEXM EPPE VMGIVGE HM RYSZM TEVXRIV I HM RYSZI WSPY^MSRM TIV MP PSVS FYWMRIWW©
Subfornitura
HEXMIH
7YFJSVRMXYVE¦QEV^S*MIVIHM4EVQE
MECSPE
6MGLMIHMPEQSHYPMWXMGEH«MWGVM^MSRIGSRXEXXERHSGMEPRYQIVSSTTYVIMRZMERHSEPRYQIVSHMJE\MPWIKYIRXIGSYTSR
:SVVIMVMGIZIVIPEHSGYQIRXE^MSRITIVIWTSVVIE7YFJSVRMXYVE
2SXEMRJSVQEXMZEEVX(0KW7)2%*XMXSPEVIHIPXVEXXEQIRXSZME)VMXVIE%1MPERSKEVERXMWGIGLIMHEXMHE:SMJSVRMXIGMEXXVEZIVWSPEGSQTMPE^MSRIHIMGEQTMWSTVEVMTSVXEXMZIVVERRSGSQYRMGEXMEWSGMIXkHERSMMRGEVMGEXIIWIVZMVERRSIWGPYWMZEQIRXITIV´RMWXEXMWXMGMITVSQS^MSREPMTIV
PIQERMJIWXE^MSRMSVKERM^ÊXIHE7IREJWVP7MIXIWXEXMGSRXEXXEXMTIVGLrM:SWXVMHEXMWSRSTVIWIRXMWYFERGLIHEXMTYFFPMGLIIHIP+VYTTS8IGRMGLI2YSZIMRGYMZMrERGLI7)2%*WVP0«IPIRGSEKKMSVREXSHIMVIWTSRWEFMPMrHMWTSRMFMPITVIWWS7)2%*WVP-HEXMWEVERRSXVEXXEXMQERYEPQIRXIIHIPIXXVSRMGEQIRXI
0«MRXIVIWWEXSGSRPEGSQTMPE^MSRIIP«MRZMSHIPGSYTSRIWTVMQIMPGSRWIRWSEPXVEXXEQIRXSMRHMGEXS-RSPXVIMVMJIVMQIRXMEREKVE´GMHEXMTIVWSREPMMRXIWMGSQIVMJIVMQIRXMEREKVE´GMIHEXMTIVWSREPMWIRWMFMPMMRXIWMGSQIJSXSSMQQEKMRMVMTVIWIHYVERXIPSWZSPKMQIRXSHIPP«IZIRXSHEZSMJSVRMXMGMTSXVERRSIWWIVI
TYFFPMGEXMISMRWIVMXMEPP«MRXIVRSHIPRSWXVSWMXSMRXIVRIX-PGSRJIVMQIRXSHIMHEXMrSFFPMKEXSVMSTIVUYERXSVMGLMIWXSHEKPMSFFPMKLMPIKEPMIGSRXVEXXYEPMIP«IZIRXYEPIVMÝXSEJSVRMVPMSEPWYGGIWWMZSXVEXXEQIRXSTSXVkHIXIVQMREVIP«MQTSWWMFMPMXkHIPPEWGVMZIRXIEHEVGSVWSEMVETTSVXMGSRXVEXXYEPMQIHIWMQM-RSPXVI
P«MRXIVIWWEXSWMMQTIKREEGSQYRMGEVIPIIZIRXYEPMZEVME^MSRMHMXEPMHEXM:MVMGSVHMEQSGLITSXVIXISTTSV:MMRSKRMQSQIRXSEPXVEXXEQIRXSMRSKKIXXSRSRGLqIWIVGMXEVIXYXXMMHMVMXXMHMGYMEPP«EVXHIP(0KWHMEGGIWWSVIXXM´GEEKKMSVREQIRXSIGERGIPPE^MSRIGSQYRMGERHSPS%7)2%*WVP*%<
4IVMRJS7IREJ1IWXMIVI*MIVIXIPWYFJSVRMXYVE$WIREJMX[[[QIGWTIGSQ
Applicazione
dell’approccio
“structural stress” ad
un giunto saldato di
geometria complessa
C.M. Rizzo *
M. Codda **
Sommario / Summary
Gli approcci locali per la determinazione della resistenza a
fatica di giunti saldati sono ormai comunemente utilizzati
nella pratica ingegneristica e le normative ne descrivono il
campo di applicazione e guidano il progettista nell’esecuzione
dei calcoli con metodi numerici ormai largamente diffusi.
Lo scopo di questo lavoro è verificare l’applicazione del
metodo della tensione strutturale (structural stress approach)
ad un giunto saldato utilizzato nella costruzione e nella riparazione navale di geometria particolarmente complessa. Il dettaglio è composto da una saldatura testa a testa tra due profilati a
bulbo, rinforzata da un piatto (contropezza) saldato sopra i due
profili cianfrinati ma senza saldatura tra le teste dei bulbi. Lo
studio è stato svolto seguendo le linee guida del metodo suggerite dall’International Institute of Welding (IIW) ed inoltre è
stato applicato il metodo alternativo proposto da Xiao e
Yamada nel 2004.
Prove di fatica e di collasso su modelli in grande scala, eseguite presso il Laboratorio Strutture Navali del DINAV sui
suddetti giunti, hanno consentito un confronto a posteriori:
infatti le analisi numeriche sono state svolte senza conoscere i
risultati sperimentali.
I vari calcoli, eseguiti in accordo alla normativa ma utilizzando differenti interpretazioni, hanno mostrato una significativa dispersione di risultati, evidenziando che, nel caso di
geometrie particolarmente complesse, questo tipo di approccio non è di facile applicazione e le linee guida dell’IIW non
forniscono un metodo univoco per la determinazione della resistenza a fatica del giunto.
Tuttavia, utilizzando, fra le metodologie proposte, quelle che
meglio si sposano con i criteri generali di buona modellazione FEM e considerando altri effetti sicuramente presenti
nella carpenteria pesante quali i disallineamenti fra i profilati,
si possono ottenere stime della vita a fatica del giunto in sostanziale accordo con i risultati sperimentali.
Local approaches are nowadays a common engineering
Dipartimento di Ingegneria Navale e Tecnologie Marine Università di Genova.
** CETENA S.p.A. - Genova.
practice for the evaluation of the fatigue strength of welded
joints and regulations describe their application, addressing
designers' calculations carried out by means of widely
applied numerical simulations.
The aim of this work is to apply the structural stress approach
to a welded joint used in shipbuilding and in ship repairs and
to verify the applicability of such method to a rather complex
geometry. The structural detail is a butt joint between HP
(bulb) stiffeners, strengthened by a flat patch welded onto the
top of the HP profiles; the bulbs are beveled but not welded.
The study has been carried out following the guidelines suggested by the International Institute of Welding (IIW). Moreover, the alternative method proposed by Xiao e Yamada in
2004 has been applied.
Large scale fatigue tests of the captioned joint carried out in
the Ship Structures laboratory of DINAV allowed a subsequent comparison: it is worth noting that the numerical
analyses were conducted without knowing the tests results.
The calculations, carried out according to the standards but
with different approaches and interpretations, showed a significant dispersion of the results. However, it was possible to
highlight that, especially for complex geometries, such kind
of local approaches is not easy to implement and that the
guidelines of IIW do not give a definite method for the estimate of the fatigue strength of the joint.
However, selecting among the proposed procedures the ones
that better match the good practice of the finite element
analysis and considering the effects of misalignments and irregularities of the typical shipbuilding practice, estimates of
the fatigue strength in substantial agreement with the experimental results can be obtained.
Keywords:
Design; fatigue life; fatigue strength; fatigue tests; finite
element analysis; mathematical models; prediction; shipbuilding; ships; stress analysis; welded joints.
*
C.M. Rizzo e M. Codda - Applicazione dell’approccio “structural stress” ad un giunto saldato di geometria complessa
stica dei dettagli
più tipici anche i
valori dei fattori
Total stress
di concentrazione
delle tensioni riStructural stress
spetto al valore
della tensione nominale che può
essere valutata
con
semplici
modelli strutturali
quali quello della
trave inflessa. In
casi non annoveFigura 1 - Tensione strutturale (structural
rati nei regolastress) e tensione di picco non lineare (notch
stress) al piede del cordone (da rif. [2]).
menti e per i quali sia necessaria la verifica della vita a fatica sono richiesti
calcoli “ad hoc” per la determinazione di
strutturale, unica per il metodo della tentale fattore di concentrazione delle tensione di intaglio poiché tutti gli effetti
sioni.
locali, inclusi quelli del cordone di salDiverse metodologie sono state proposte
datura, sono considerati nel calcolo della
per il calcolo della tensione strutturale:
tensione stessa.
quelle di uso più frequente sono riporL’utilizzo del metodo della tensione
tate nel documento dell’Istituto Internastrutturale è particolarmente conveniente
zionale della Saldatura (IIW) doc. XIIIin sede di progetto, in quanto svincola il
1819-00 / XV-1090-01 (rif. [2]) e riprese
progettista dalla conoscenza della geodalla Raccomandazione n. 56 dell’Assometria reale e della conseguente difettociazione Internazionale delle Società di
sità del cordone di saldatura, che sono
Classificazione
navale
(IACS,
assorbiti implicitamente nella distribuwww.iacs.org.uk); altre, proposte da
zione statistica delle curve S-N.
diversi studiosi, sono disponibili in letteUn’interessante e completa recensione
ratura. I rif. [3] e [4] presentano le vadei metodi per la stima della vita a fatica
rianti del metodo di calcolo proposte
di giunti saldati è riportata in rif. [1].
fino al 2006 comparando anche i risultati
I regolamenti per la costruzione delle
numerici di tre diversi dettagli strutturali
navi delle società di classificazione, oltre
ognuno. Il rif. [5] sembra il metodo di
ai tradizionali diagrammi che riportano
calcolo più promettente insieme a quelli
la resistenza a fatica in funzione della
descritti dall’IIW.
tensione nominale per i dettagli struttuSi deve notare come, allo stato attuale, i
rali di uso più comune, hanno recentedocumenti citati costituiscono delle
mente introdotto il cosiddetto approccio
linee guida piuttosto che delle normative
della tensione strutturale (structural
consolidate e necessitano di un’applicastress approach), fornendo per la casiNonlinear stress peak
1. Introduzione
Gli approcci locali sono ormai di frequente utilizzo nella stima della resistenza a fatica di giunti saldati di varia
geometria. Tali metodi suppongono che
la vita a fatica del dettaglio strutturale
dipenda dall’ampiezza di tensione (o
della deformazione) agente nel punto
dove si inizia a propagare la cricca, che
deve essere noto a priori. Il valore della
tensione (o della deformazione) è valutato con tecniche numeriche agli elementi finiti e generalmente si trova in un
punto di singolarità della mesh di calcolo
oppure in una zona di forte concentrazione delle tensioni che rende il calcolo
dipendente dalle dimensioni e dalla formulazione degli elementi utilizzati.
Nella Figura 1 è riportato l’andamento
tipico della tensione al piede del cordone
di saldatura: in funzione del valore di
tensione considerato, i metodi locali
possono distinguersi in “structural stress
approach” e “notch stress approach”.
La tensione strutturale è legata alla geometria globale del dettaglio, mentre il
picco non lineare di tensione nell’intaglio (notch) è dovuto alla geometria
locale e all’irregolarità del cordone. Le
curve S-N saranno quindi legate al tipo
di approccio utilizzato: diverse in funzione del tipo e della qualità della saldatura utilizzando il metodo della tensione
Figura 2 - Giunto con contropezza, lato anima del profilato e lato cianfrino sulla testa dei profilati a bulbo.
zione ragionata, specialmente per i casi
Dett. 1
più complessi.
Il presente lavoro si
propone di applicare
Dett. 1
alcuni metodi dispoPosizione estensimetri
nibili per il calcolo
dal piede del cordone
Dett. 1
della tensione strutturale ad un dettaglio
di impiego navale di
Dett. 1
geometria particolarmente complessa
con il fine di verificare l’applicabilità e
l’affidabilità di tali
metodi per la stima
della tensione strutFigura 3 - Dettaglio del giunto e sue dimensioni e disegno del pannello nervato per prove sperimentali.
turale e quindi della
• la scelta della curva S-N per valutare
in cui si possa stabilire che la potenziale
resistenza a fatica del giunto.
la vita a fatica.
cricca abbia inizio dal piede della saldaDi tale dettaglio sono disponibili alcune
Per quanto riguarda l’analisi ad elementi
tura (e non dalla radice del cordone).
prove di collasso e fatica in grande scala,
finiti, il risultato dipende fortemente dal
Al fine di poter applicare la normativa è
eseguite presso il Laboratorio Strutture
tipo di elemento e dalla dimensione
quindi necessaria una stima a priori del
Navali del DINAV, con le quali compapunto di propagazione della cricca. La
della mesh che si adotta. Di conseguenza
rare i risultati ottenuti. Gli esiti di tali
nasce la necessità di definire una precisa
procedura per la determinazione della
prove tuttavia non erano noti durante la
posizione dei nodi della mesh e di fissare
tensione strutturale adotta la tecnica di
fase di esecuzione dei calcoli, contrispecifici criteri di estrapolazione.
estrapolazione della tensione sulla subuendo così a rendere lo studio analogo
Si distinguono due tipi di dettaglio, corperficie della struttura in prossimità del
ad un caso di reale applicazione delle
rispondenti alle possibili posizioni dei
punto di innesco della cricca, valutando
linee guida da parte di un progettista.
punti di innesco della cricca (hot spot),
la tensione nei nodi di una mesh di elecome mostrato nella Figura 4.
menti finiti di tipo e dimensioni oppor2. Descrizione del giunto saldato
Il rif. [2] suggerisce differenti opzioni
tune. Si deve notare come, in questo apper la mesh di calcolo di entrambe le tiproccio, la dimensione degli elementi
Il giunto oggetto del presente studio è
pologie di hot spot, con l’utilizzo sia di
della mesh è relativamente elevata e che
realizzato di testa tra due profilati a
elementi piani (shell con 8 nodi) che di
pertanto il punto di innesco della cricca
bulbo HP 120x7 comunemente utilizzati
elementi solidi esaedrici (con 20 nodi),
costituisce un punto di singolarità a
nella costruzione navale per rinforzare i
come sintetizzato dalla Tabella I in cui t
causa dell’intaglio con raggio di racfasciami dello scafo. Spesso, specialindica lo spessore della lamiera, w la larcordo nullo (Fig. 5).
mente nelle riparazioni, si saldano le
ghezza della superficie di collegamento
La procedura per la stima della vita a
estremità opportunamente cianfrinate di
ovvero t+2a con a = lato cordone saldafatica del dettaglio si può suddividere in
due profilati senza saldare effettivamente
tura. Si noti che per l’analisi sono considue fasi:
• l’analisi strutturale ad elementi finiti
le teste dei profili ma solo le anime come
gliati elementi di ordine superiore riper ottenere la tensione strutturale
mostrato nelle Figure 2 e 3. La controspetto agli elementi comunemente
mediante estrapolazione;
pezza sovrapposta alle teste dei profili riutilizzati per calcoli strutturali generici.
pristina la resistenza a flessione della
trave ma genera due forti discontinuità
Hot Spot Tipo A: cricca che si propaga
geometriche alle sue estremità, influensulla faccia della lamiera.
Hot Spot Tipo B: cricca che si propaga
zando così la vita a fatica del dettaglio.
sul bordo della lamiera.
3. Applicazione dei metodi
proposti dall’IIW
L’IIW fornisce diverse modalità per il
calcolo della tensione strutturale in funzione del tipo di giunto saldato e del tipo
di carico applicato. Si noti che il rif. [2]
prevede esplicitamente l’applicazione
del metodo ai giunti saldati solo nel caso
Figura 4 - Tipologie di hot spot definiti da rif. [2].
TABELLA I - Mesh di calcolo previste dal rif. [2].
Mesh Rada
Mesh Fine
Tipi di modello
Dimensione
elementi
Punti di
estrapolazione
Tipo A
Tipo B
Tipo A
Tipo B
Shells
t x t, max t x w/2
10 x 10 mm
≤ 0.4 t x t o 0.4 txw/2
≤ 4 x 4 mm
Solidi
t x t, max t x w
10 x 10 mm
≤ 0.4 t x t o 0.4 txw/2
≤ 4 x 4 mm
Shells
0.5x t, 1.5 t
(metà lato)
5/15 mm
(metà lato)
0.4 t /1 t
(ai vertici)
4 / 8/ 12 mm
(ai vertici)
Solidi
0.5x t, 1.5 t
(metà lato)
5/15 mm
(metà lato)
0.4 t /1 t
(ai vertici)
4 / 8/ 12 mm
(ai vertici)
Ad eccezione degli hot spot di tipo B
aventi mesh fine e di quelli di tipo A in
presenza di forti gradienti di tensione per
i quali si richiede una estrapolazione
parabolica, le estrapolazioni sono in generale di tipo lineare e valutano la tensione nel punto dove si innesca la cricca
in funzione della tensione in due (o tre)
punti prossimi all’hot spot sulla superficie o sul bordo della lamiera come nella
Figura 5.
Il rif. [2] non esclude l’utilizzo di elementi shell a 4 nodi ed elementi volumetrici a 8 nodi, anche se questo implica in
alcuni casi dimensioni degli elementi
opportunamente modificate rispetto a
quanto riportato nella Tabella I per soddisfare i requisiti dei punti di estrapolazione. L’elemento tetraedrico non è consigliato ma, in questo studio, un’analisi
Relatively coarse mesh
(fixed element sizes)
Relatively fine mesh
(as shown or finer)
σ
σ
σ
d
5 mm
4 mm
0.4 t
σ
Hot-spot
type b)
t
Hot-spot
type a)
b
c
contropezza come elemento di trasmissione delle sollecitazioni di flessione
(Fig. 6).
Tali curve devono eventualmente essere
corrette per spessori superiori ai 25 mm
e per i disallineamenti tra gli elementi
strutturali.
Come verrà osservato in seguito, la localizzazione del punto di hot spot sul dettaglio in esame non consente un’univoca
determinazione della sua appartenenza
ad una delle tipologie previste dal rif.
[2], essendo tale ambiguità avvalorata
dai pareri discordanti ottenuti da vari
analisti FEM interrogati in merito.
Pertanto, per quanto possibile, si è studiata la resistenza a fatica del dettaglio
adottando tutti gli approcci suggeriti, sia
di tipo A che di tipo B. Nella Tabella II
sono riassunti i casi analizzati nel pre-
t
a
con tali elementi è stata effettuata ugualmente poiché in generale gli algoritmi di
meshatura automatica sono più efficienti
e veloci con questo tipo di elemento.
La scelta della curva S-N secondo il rif.
[2] dipende dal tipo di giunto e saldatura, dalle condizioni di sollecitazione
cui è sottoposto il cordone (“load-carrying” oppure “non load carrying” weld)
e per strutture saldate costruite con elementi laminati può essere una FAT 100
oppure una FAT 90 (resistenza a fatica a
2x10 6 cicli rispettivamente pari a
Δσ HS =100 MPa e Δσ HS =90 MPa),
aventi rispettivamente limite di fatica a
74 MPa e 66 MPa in corrispondenza di
5x10 6 cicli per ampiezza di sollecitazione costante. Nel caso considerato la
scelta della curva S-N è essenzialmente
legata al fatto di considerare o meno la
8 mm
0.5 t
1.0 t
15 mm
12 mm
1.5 t
Figura 5 - Punti di estrapolazione previsti dal rif. [2].
Cover plate
ends and
similar joints
FAT 100
Figura 6 - Scelta delle curve S-N secondo il rif. [2].
Lap joint with
load-carrying
fillet welds
FAT 90
TABELLA II - Modelli di calcolo IIW analizzati.
Tipo di Modello
Tipo A
Elemento
Mesh fine
Esaedri 20 nodi
X
Tetraedri 10 nodi
Shell 8 nodi
X
sente lavoro fra quelli suggeriti dall’IIW.
La mancanza di alcuni casi dipende dal
fatto che la mesh proposta non può
essere adattata alla geometria del dettaglio in esame. Inoltre, per ogni caso di
modellazione con elementi piani (shell)
riportato nella Tabella II, sono state effettuate diverse estrapolazioni legate a
diversi gradi di approssimazione nella
modellazione della saldatura. Per il
modello ad elementi esaedrici di tipo A
oltre all’estrapolazione lineare è stata
valutata la tensione di hot spot anche con
estrapolazione quadratica.
Si noti come anche la definizione dei
parametri geometrici della mesh non sia
del tutto agevole poiché lo spessore della
piattabanda non è univocamente definito
nel caso in esame, trattandosi di un profilato a bulbo asimmetrico avente spessore variabile. Come si vedrà nel
seguito, anche l’asimmetria del profilato
genera qualche ambiguità nella determinazione della tensione strutturale.
Le Figure 7 e 8 mostrano la geometria
del dettaglio esaminato. Si noti come le
prove sperimentali, di cui si tratterà in
seguito, siano state eseguite su strutture
saldate tipiche della cantieristica navale
Figura 7 - Particolare del dettaglio provato
in laboratorio.
Tipo B
Mesh rada
Ambiente
Software
Mesh fine
Mesh rada
X
X
Ansys
X
Ansys
X
Nastran
che quindi sono affette dalla normale difettosità della carpenteria pesante.
Nei modelli ad elementi finiti, rappresentanti il dettaglio in esame, non sono
stati considerati difetti macroscopici di
saldatura, sono stati trascurati gli effetti
termici, non sono presenti né disallineamenti strutturali né possibili differenze
tra materiale base e materiale d’apporto
del cordone o zona termicamente alterata. Il materiale utilizzato nella modellazione presenta un comportamento perfettamente elastico, come prescritto
dalla guida IIW (rif. [2]).
Per ognuno dei modelli esaminati la
Figura 9 presenta il dettaglio del
modello ad elementi finiti utilizzato nel
calcolo. I modelli sono stati caricati a
flessione in analogia alle prove sperimentali che hanno interessato pannelli
rinforzati posti in flessione a tre punti in
cui il giunto era posto a metà della
campata (Figg. 3 e 13). È stato modellato un profilato con relativa striscia associata di lamiera pari all’intervallo fra i
profili di cui è stata considerata solo
metà della campata per simmetria.
Per i modelli ad elementi piani il profilato a bulbo è stato schematizzato come
un rinforzo equivalente ad L avente il
medesimo momento di inerzia flessionale. Le tensioni sono state valutate sulla
effettiva superficie della testa del rinforzo e la contropezza è stata modellata
sovrapponendo opportunamente gli elementi che la rappresentano su quelli
della piattabanda del rinforzo.
Alcune considerazioni sulle mesh ad elementi solidi possono essere formulate a
partire dall’analisi dei modelli mostrati
nella Figura 9: la scelta dei punti di estrapolazione, posti a distanze proporzionali
allo spessore della lamiera su cui si trova
l’hot spot nei modelli di tipo A, porta ad
elementi piuttosto allungati nel caso di
mesh fine, mentre la mesh rada risulta
incompatibile con la geometria del dettaglio. Ciò è legato al fatto che lo “spessore equivalente” della testa del bulbo
assume un valore relativamente elevato,
potendo la stessa testa del bulbo essere
assimilata ad una lamiera piuttosto tozza.
Analogamente, il modello di tipo B con
mesh rada consente la rappresentazione
della geometria del dettaglio ma presenta le linee nodali su cui avviene l’estrapolazione dell’hot spot ai limiti laterali del cordone di saldatura.
Figura 8 - Geometria del dettaglio nei
modelli FEM solidi.
Modello solido tipo A, mesh fine estrapolazione lineare
Modello solido tipo A, mesh fine estrapolazione quadratica
Modello solido tipo B, mesh rada
Modello solido tipo B, mesh fine
Figura 9 - Modelli FEM utilizzati come da suggerimenti IIW. (segue)
Senza dubbio, dal punto di vista dei
canoni di buona meshatura, il modello di
tipo B con mesh fine risulta il più soddisfacente, con elementi di fronte al
cordone di saldatura con rapporto di
forma pressoché pari all’unità.
Osservazioni simili valgono anche per i
modelli a shell, con i quali le sole mesh
di tipo fine sono possibili o comunque
palesemente consigliabili anche solo dal
punto di vista della qualità della mesh.
Interessante notare come in questi
modelli siano state utilizzate due varianti, la prima senza alcuna rappresentazione del cordone di saldatura, la
seconda con cordone di saldatura schematizzato con una fila di elementi a
spessore maggiorato; entrambe le metodologie sono previste dall’IIW, con
estrapolazione della tensione di hot spot
sia al piede della contropezza che del
cordone di saldatura nel primo caso e
solo al piede del cordone nel secondo.
A proposito invece della asimmetria del
giunto, è possibile osservare da tutti i
modelli come vi sia un lieve gradiente
delle tensioni longitudinali man mano
che ci si sposta in direzione trasversale
verso l’anima del bulbo; tale comportamento, appena accennato nei modelli
solidi, è ben più evidente nei modelli a
shell che, per il loro stesso maggior
livello di astrazione, esasperano l’asimmetria del giunto.
Determinazione della tensione
nominale
Al fine di stimare i fattori di concentrazione delle tensioni K G, di cui si riportano i risultati nei paragrafi successivi
raggruppati per tutti i casi analizzati, è
stato necessario definire e valutare la
tensione nominale Δσ nom agente sulla
testa del profilato a bulbo.
Nel caso di una semplice prova di trazione, il valore della tensione nominale
ad una distanza dal dettaglio tale da
esaurire l’effetto di concentrazione delle
tensioni dello stesso, corrisponde al
valore P/A. Nel caso però di una prova
di flessione, all’aumentare della distanza
dal dettaglio, e dunque anche dal centro
della campata, le tensioni decrescono linearmente. Il valore della tensione nominale, utilizzato per stimare il fattore di
concentrazione di tensione dovuto alla
presenza del dettaglio strutturale, è ricavato dalla teoria della trave inflessa nella
posizione corrispondente all’hot spot,
ovvero all’estremità della contropezza.
Modello shell tipo A, mesh fine e saldatura non modellata
Modello shell tipo A, mesh fine e saldatura modellata
Modello shell tipo B, mesh fine e saldatura non modellata
Modello shell tipo B, mesh fine e saldatura modellata
(segue) Figura 9 - Modelli FEM utilizzati come da suggerimenti IIW.
La sezione resistente della trave è costituita dal profilato a bulbo e dalla striscia
associata di lamiera avente larghezza
pari a 400 mm, senza considerare la contropezza.
Nella Figura 10 si riporta la distribuzione di tensione lungo l’intera campata
della trave in esame. In tale immagine è
possibile osservare le differenze tra andamento teorico e quanto ottenuto in un
modello FEM ad elementi solidi con
bulbo privo di giunto e relativa contropezza. È inoltre possibile vedere come,
a causa della distribuzione del carico
durante le prove sperimentali in corrispondenza di una striscia di larghezza
pari a 200 mm a metà della campata
(Fig. 13), l’andamento del momento
flettente, ovvero della tensione lungo
l’asse x, è localmente parabolico.
4. Applicazione del metodo di
Xiao e Yamada
Esaurita la panoramica delle applicazioni di tutti gli approcci previsti dall’IIW, al dettaglio in esame è stata applicata una metodologia recentemente
proposta in letteratura da Xiao e Yamada
(rif. [5]).
In questo caso la tensione di hot spot è
calcolata 1 mm al di sotto del piede della
saldatura, quindi senza alcun procedimento di estrapolazione; la metodologia
prevede che la mesh, nella zona di
calcolo della tensione di hot spot, sia costituita da esaedri lineari di lato 1 mm.
Risulta immediatamente evidente, anche
dall’analisi della Figura 11, come la
finezza della mesh necessaria sia molto
superiore a tutti i metodi precedente-
mente analizzati, anche se l’utilizzo di
elementi lineari bilancia in parte l’appesantimento computazionale.
Rispetto alla formulazione originale del
metodo proposta in letteratura, alcune
assunzioni sono state ragionevolmente
fatte al fine di renderne possibile l’applicazione al caso considerato.
Anche in questo caso si può notare l’asimmetria delle tensioni longitudinali:
pertanto il calcolo della tensione di hot
spot è stato eseguito come media delle
tensioni della fila di nodi in corrispondenza del piede del cordone di saldatura
evidenziati nella Figura 11, con esclusione dei nodi di estremità.
σ [MPa]
Distribuzione di tensione lungo la trave
Figura 10 - Stima della tensione nominale in accordo a rif. [2].
5. Modello a tetraedri
Sebbene la linea guida IIW non preveda
l’utilizzo di elementi tetraedrici, è stato
realizzato, sulla base del modello IIW a
solidi di tipo B con mesh fine, un
modello a tetraedri parabolici a 10 nodi,
visibile nella Figura 12.
La mesh a tetraedri è interessante in
quanto generata automaticamente in
tempi ridotti, anche se in questo caso la
meshatura è stata “guidata” per offrire
nodi nelle posizioni di estrapolazione
desiderate ed ha quindi richiesto un
maggior tempo di pre-processazione.
6. Riscontri sperimentali
Sono state eseguite prove sperimentali
dei giunti descritti nel presente lavoro,
sia di collasso sia di fatica, ponendo in
flessione a tre punti 4 pannelli ognuno
rinforzato da 4 profilati a bulbo posti ad
una distanza di 400 mm come descritto
dal disegno della Figura 3 e nella foto
della Figura 13. I confronti dei calcoli
possono essere quindi eseguiti sia in
termini di fattori di concentrazione delle
tensioni, misurati durante le prove di
collasso, sia in termini di vita a fatica,
anche se in questo caso il numero di
giunti provati è relativamente limitato.
È stato provato a collasso un pannello
contenente 4 giunti a metà campata: alle
due estremità di ogni contropezza sono
stati posizionati due estensimetri ad una
distanza dal piede del cordone rispettivamente di 4 mm e 11 mm. Tali distanze
sono state definite in analogia a quanto
prescritto dal rif. [2], che prevede per la
stima sperimentale della tensione strutturale una tecnica di estrapolazione
lineare basata su due punti ad una distanza dal piede del cordone pari a 0.4 t e
1.0 t dove t è lo spessore della lamiera
(salvo casi particolari per i quali si richiede l’estrapolazione parabolica).
La definizione dello spessore, oltre all’ambiguità circa il tipo di hot spot già
citata per i calcoli numerici, comporta
qualche ulteriore difficoltà: le distanze
Figura 11 - Modello di calcolo della tensione strutturale secondo Xiao & Yamada.
di 4 mm e 11 mm dal piede del cordone
sono state scelte in funzione dello spessore variabile della testa del profilato a
bulbo per il quale è stato assunto uno
spessore medio di circa 10 mm e considerando che per gli hot spot di tipo B si
richiede che il primo estensimetro sia
comunque posto a 4 mm dal piede del
cordone di saldatura.
Il valore medio del fattore di concentrazione della tensione, ottenuto mediante
estrapolazione dei dati sperimentali, è risultato pari a 1.61 e la relativa deviazione
standard ottenuta analizzando le 8 estrapolazioni disponibili è stata del 34%,
come descritto nei rif. [6] e [7]. Sono
state considerate le deformazioni misurate durante la prova di collasso precedenti il primo snervamento del materiale.
Le prove di fatica sono state eseguite su
tre pannelli con 4 giunti ognuno per un
totale di 12 giunti; su ogni rinforzo è
stato applicato un estensimetro ad una
distanza dal giunto tale da non risentire
degli effetti di concentrazione delle tensioni, sia per monitorare la prova sia per
permettere di valutare la tensione nominale applicata su ogni profilato e quindi
considerare anche una ripartizione non
perfettamente uniforme del carico applicato sul pannello.
Il carico è stato applicato in modo pulsante con rapporto di tensione R<0.1, in
modo da ottenere una tensione nominale
massima σ max sempre inferiore allo
snervamento del materiale, tuttavia non
troppo modesta al fine di limitare la
durata delle prove.
La curva Δσnom-N che interpola i risultati sperimentali con una probabilità di
sopravvivenza del giunto pari al 97.7% è
la FAT 45, ovvero si ha una resistenza a
fatica di Δσ nom=45 MPa a 2x10 6 cicli.
Se si considera la vita media a fatica
(50% probabilità di sopravvivenza) si ha
una resistenza di 70 MPa a 2x106 cicli.
Figura 12 - Modello a tetraedri.
In considerazione di tale risultato sperimentale si può stimare anche il fattore di
concentrazione della tensione che deve
essere applicato alla tensione nominale
per ottenere una curva di fatica FAT 100,
prescritta nel caso di applicazione dell’approccio della tensione strutturale a
dettagli di questo tipo con saldatura non
sottoposta a sollecitazione (rif. [2]). Si
può valutare, in questo caso, un fattore
pari a 2.22.
Volendo applicare una curva FAT 90,
ovvero considerando il giunto di tipo B
con cordone di saldatura sottoposto a
sollecitazione, si otterrebbe un fattore di
concentrazione della tensione pari a
2.00. In effetti, almeno parzialmente, il
cordone di saldatura deve ritenersi caricato poiché trasmette le sollecitazioni di
flessione che la testa dei profili a bulbo,
non saldata, non può trasmettere.
La differenza che si riscontra tra il
fattore di concentrazione delle tensioni
ricavato dalle prove di collasso e quello
ricavato dalle prove a fatica è circa del
20%. Tale discrepanza, oltre alle inevitabili incertezze delle misure sperimentali,
può essere attribuita anche agli effetti
del disallineamento dei rinforzi a bulbo e
delle imperfezioni locali del cordone di
saldatura che influenzano più marcatamente la resistenza a fatica rispetto al
caso dell’applicazione di carichi statici
in campo elastico. Il rif. [13] effettivamente suggerisce un simile od anche
maggiore incremento dei valori del
fattore di concentrazione della tensione
per tener conto dei disallineamenti in
giunti di testa fra lamiere, eseguiti in posizione diversa da quella in piano (del-
Figura 13 - Portale con appoggi per prove in
grande scala di flessione a tre punti.
l’ordine del 30%); tuttavia si deve notare
che non è del tutto corretto associare il
giunto in esame ad un giunto di testa fra
lamiere, tra l’altro anche per gli effetti
della asimmetria del rinforzo a bulbo.
Il rif. [14] propone formulazioni empiriche per la stima dell’incremento del
fattore di concentrazione delle tensioni
analoghe a quelle citate dall’IIW che
però includono anche il fattore Kw relativo agli effetti del cordone di saldatura,
non inclusi nell’approccio di tipo “hot
spot”. Anche in questo caso gli incrementi del fattore di concentrazione delle
tensioni per gli effetti del disallineamento sono paragonabili alla differenza
riscontrata fra le due diverse stime sperimentali del fattore KG.
D’altra parte deve essere in ogni caso
rammentata la significativa dispersione
dei risultati sperimentali riscontrata analizzando i dati delle prove di collasso.
7. Comparazione dei risultati
FEM
I risultati ottenuti con i vari modelli
FEM discussi nei paragrafi precedenti
sono riassunti nella Tabella III, in cui
sono riportate le informazioni relative al
software utilizzato per l’analisi, al tipo
di elemento e di hot spot, al tipo di mesh
e conseguente schema di estrapolazione,
al tipo di modellazione adottato per il
cordone di saldatura, al posizionamento
dell’hot spot e relativo fattore di concentrazione delle tensioni. Sulla base dei risultati ottenuti si possono proporre i seguenti commenti:
• i modelli solidi forniscono un valore
della tensione strutturale inferiore a
quello dei modelli shell; da questo
punto di vista si potrebbe affermare
che i modelli a shell, che presentano
un maggior livello di astrazione e
possono essere adottati in caso di una
valutazione speditiva, risultano relativamente conservativi, mentre i
modelli solidi, che costituiscono uno
strumento di indagine più fine, riducono questo margine di sicurezza;
• anche se dal punto di vista assoluto il
calcolo che più si avvicina al valore
di KG misurato nelle prove di collasso
(1.61) è il modello solido di tipo B
con mesh rada, le considerazioni già
discusse sulla qualità della mesh e
un’analisi più approfondita del
campo di tensione in prossimità
dell’hot spot inducono a non considerarlo come l’approccio più adatto
anche alla luce delle evidenze sperimentali delle prove di fatica;
• il modello solido di tipo A con mesh
fine, sia con schema di estrapolazione
lineare che quadratico (equivalenti fra
loro), presenta il valore più basso del
K G probabilmente a causa dell’elevata dimensione degli elementi lungo
la direzione di estrapolazione;
• molto simili i risultati del modello
solido di tipo B con mesh fine e il
modello di tipo Xiao e Yamada, in ragionevole accordo anche con il valore
sperimentale di 1.61; entrambi questi
modelli hanno ottime caratteristiche
dal punto di vista della regolarità
degli elementi;
• per quanto attiene i modelli a shell si
TABELLA III - Sintesi dei risultati delle simulazioni FEM.
Software Elemento
Tipo
HS
Mesh
Extrap
Fine (IIW)
Quad.
Cordone Posizione
saldatura Hot Spot
Ansys
20 node solid
B
Ansys
20 node solid
B
Modellato Piede cordone
Ansys
10 node solid
B
Fine (tetra)
Quad.
Ansys
20 node solid
A
Fine (IIW)
Lineare Modellato Piede cordone
Ansys
20 node solid
A
Fine (IIW)
Quad.
Ansys
8 node solid Xiao-Yamada 1x1x1 mm
Coarse (IIW) Lineare Modellato Piede cordone
-
Modellato
Orlo lamiera
Nastran
/Patran
8 node shell
B
Fine (IIW)
Quad.
Non
modellato
Nastran
/Patran
8 node shell
B
Fine (IIW)
Quad.
Non
Piede cordone
modellato
Nastran
/Patran
8 node shell
B
Fine (IIW)
Quad.
Spessore
Piede cordone
maggiorato
Nastran
/Patran
8 node shell
A
Fine (IIW)
Lineare
Non
modellato
Nastran
/Patran
8 node shell
A
Fine (IIW)
Lineare
Non
Piede cordone
modellato
Nastran
/Patran
8 node shell
A
Fine (IIW)
Lineare
Spessore
Piede cordone
maggiorato
può affermare che i modelli di tipo A
forniscono valori della tensione di hot
spot sensibilmente inferiori ai modelli
omologhi di tipo B, che risultano probabilmente eccessivamente conservativi rispetto al fattore di concentrazione delle tensioni ricavato dalla
prova di collasso ma non rispetto a
quello ottenuto dalle prove di fatica;
• rispetto al fattore di concentrazione
delle tensioni, valutato dalle pur numericamente limitate prove di fatica,
i calcoli ad elementi finiti sembrano
in generale non conservativi, a meno
che non si tenga opportunamente
conto dei disallineamenti e delle irregolarità del cordone mediante gli opportuni fattori correttivi.
8. Considerazioni conclusive e
sviluppi
L’applicazione sistematica di tutti gli approcci per la valutazione della vita a
fatica proposti dalla linea guida IIW e il
confronto con alcune altre tecniche proposte in letteratura hanno consentito di
evidenziare come, nel caso di una geometria particolarmente complessa, l’applicazione delle procedure proposte non
è esente da ambiguità e quindi entrano in
Orlo lamiera
gioco l’esperienza e il buon senso del
progettista.
Una conclusione che si può trarre è che,
nel caso in esame, l’applicazione dei
modelli con mesh rada è impossibile o
sconsigliabile per le motivazioni legate
alla qualità della mesh discusse precedentemente. Una seconda considerazione conclusiva è che, sempre nel caso
in esame, con modelli solidi l’approccio
di tipo B si rivela più adatto, mentre per i
modelli shell l’approccio A è quello che
fornisce i risultati migliori. Ciò può
essere giustificato dal fatto che nella modellazione solida la testa del bulbo può
essere più ragionevolmente assimilata ad
un corpo tozzo rappresentante un
“bordo” di lamiera, mentre nei modelli
shell, laddove essa è esplicitamente rappresentata da una lamiera equivalente,
l’hot spot si verifica effettivamente sulla
“faccia” di una lamiera.
In tutti i casi, ma in particolar modo per i
modelli solidi, è evidente come una
stima veritiera della vita a fatica non
possa prescindere dalla considerazione
di fattori correttivi per i disallineamenti
e per altre imperfezioni, ben presenti nei
pannelli esaminati.
Scegliendo opportunamente la tecnica di
calcolo (ad esempio IIW tipo B con
mesh rada ad elementi solidi o Xiao e
Yamada) e adottando gli adeguati fattori correttivi, si ragKG
giunge una stima della vita a
fatica del dettaglio strutturale
1.52
proposto conservativa ed in sostanziale accordo con le evi1.66
denze sperimentali. È però op1.76
portuno notare che, anche
1.30
applicando un incremento del
1.30
30% del K G in considerazione
dei disallineamenti, per alcune
1.48
modellazioni numeriche si otterrebbero stime della resistenza a
2.09
fatica del dettaglio non conservative.
1.74
Le prove di fatica, pur limitate
nel numero, hanno comunque
1.94
consentito una calibrazione del
calcolo numerico che la sola
1.89
prova di collasso non avrebbe
permesso, fornendo un valore
“target” per il fattore di concen1.61
trazione delle tensioni KG associato al metodo della tensione
1.74
strutturale.
Tale valore risulta lievemente
superiore a quello ricavato dalle
prove di collasso, confermando che i disallineamenti e le irregolarità dovute al
processo di fabbricazione hanno un
effetto determinante sulla vita a fatica
del dettaglio.
D’altra parte non si deve dimenticare
che il fattore di concentrazione delle tensioni KG ricavato dai dati delle prove di
collasso era affetto da una significativa
dispersione, almeno in parte attribuibile
proprio ai disallineamenti ed alle irregolarità.
Nel Laboratorio Strutture Navali del
DINAV sono state eseguite, successivamente a quelle discusse, prove di fatica e
collasso analoghe a quelle dei pannelli
descritti nel presente lavoro per i quali
però i giunti di testa tra i profilati HP
120x7 sono stati realizzati senza la contropezza, saldando le teste dei bulbi mediante riempimento del cianfrino.
A tale dettaglio non è possibile applicare
il metodo delle tensioni strutturali
poiché la concentrazione delle tensioni
nel punto dove si propaga la cricca di
fatica è dovuta essenzialmente alla geometria del cordone di saldatura, non considerata dal metodo. È invece indicato
l’utilizzo del metodo “notch stress” che
prescrive l’utilizzo di una mesh di
calcolo con elementi di dimensione
molto inferiore ma tiene conto dell’ef-
fetto del cordone e delle sue imperfezioni locali.
Un’analisi di tale metodo, per il quale
l’Istituto Internazionale della Saldatura
emetterà a breve un documento analogo
a quello citato per lo ”structural stress
approach” (rif. [2]), è attualmente in
corso per il giunto di testa senza contropezza. Nell’ambito dell’attività di continua collaborazione fra CETENA e
DINAV sarà quindi possibile ottenere
uno studio comparativo, completo di riscontri sperimentali, anche per questo
ulteriore approccio di calcolo.
Ringraziamenti
l’Ing. Francesca Casuscelli nell’esecuzione dei calcoli agli elementi finiti.
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).
Gli autori desiderano riconoscere il contributo dell’Ing. Gabriele Notaro e del-
Bibliografia
[1]
[2]
[3]
[4]
[5]
[6]
[7]
[8]
[9]
[10]
[11]
[12]
[13]
[14]
Fricke W.: «Fatigue analysis of welded joints: state of development», Marine Structures 16 (2003), pp. 185-200.
Niemi E., Fricke W., Maddox S.: «Structural stress approach to fatigue analysis of welded components - designer’s guide»,
IIW-Doc. XIII-1819-00/XV-1090-01, International Institute of Welding, Final draft 2004.
Fricke W., Kahl A.: «Comparison of different structural stress approaches for fatigue assessment of welded ship structures», Marine Structures 18 (2005), pp. 473-488.
Kahl A., Fricke W., Bollero A., Chirica I., Garbatov Y., Jancart F., Remes H., Rizzo C.M., Von Selle H., Urban A., Wei L.:
«Round Robin Study on Structural Hot-Spot and Effective Notch Stress Analysis», MARSTRUCT International Conference on Advancements in Marine Structures, 12-14 March 2007, Glasgow - UK, ISBN-10: 0415437253.
Xiao Z.G., Yamada K.: «A method of determining geometric stress for fatigue strength evaluation of steel welded joints»,
International Journal of Fatigue 26 (2004), pp. 1277-1293.
Notaro G.: «Local approaches to estimate the fatigue life of welded structural details», Msc Thesis, Tutors: Rizzo C.M.,
Garbatov Y., DINAV Univ. of Genova (Italy), 2007.
Carrera G., Rizzo C.M., Tedeschi R.: «Report DINAV 05CRI06 and 05CRI09: Collapse and fatigue tests of welded joints
in bulb stiffeners», DINAV Univ. of Genova (Italy), 2005.
Codda M., Rizzo C.M.: «Report Cetena n° 9367 - Comparative theoretical and experimental analysis of welded joints of
HP stiffeners with and without patch», CETENA, Genova (Italy), 2005.
Notaro G. Rizzo C.M., Casuscelli F., Codda M.: «An application of the hot spot stress approach to a complex structural
detail», The International Congress of International Maritime Association of the Mediterranean, 2-6 September 2007,
Varna - Bulgaria, Taylor & Francis Group, London, ISBN 978-0-415-45523-7.
Ansys Inc.: «ANSYS Documentation and Tutorials», Canons-burg, PA U.S.A. (2006).
MSC. Patran r3, 2005, Quick reference Guide, MSC Software.
MSC. Nastran, 2005, Quick reference Guide, MSC Software.
Hobbacher A. (Chairman of IIW-JWG XIII-XV) et al.: «Recommendations for fatigue design of welded joints and components», IIW Doc. XIII-1965-03 / XV-1127-03, International Institute of Welding, Update July 2004.
Det Norske Veritas, Classification Note 30.7: «Fatigue assessment of ship structures», January 2001 - Hovik - Norway.
Cesare Mario RIZZO, ha conseguito prima la Laurea in Ingegneria Navale e poi il dottorato di ricerca in Discipline progettuali
navali e nautiche presso l’Università di Genova; 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 nazionale ed internazionale relativi alle costruzioni navali, recentemente con particolare riferimento alle problematiche di degrado, ispezione e manutenzione delle navi. Si occupa anche delle prove sperimentali in
grande scala in laboratorio ed al vero presso il Laboratorio Strutture Navali del DINAV. È autore di più di 50 pubblicazioni
scientifiche oltre ad alcune pubblicazioni di carattere didattico. È docente dei corsi di Costruzioni Navali 2 nell’ambito dei corsi
di laurea in Ingegneria Navale ed Ingegneria Nautica dell’Università di Genova.
Matteo CODDA, ha conseguito la Laurea in Ingegneria Meccanica presso l’Università di Genova, con una tesi sull’introduzione
della flessibilità dei corpi nei codici di calcolo multibody. Successivamente è stato impiegato come ricercatore presso CETENA
SpA, società controllata da Fincantieri che opera nel settore della ricerca e dell’innovazione del prodotto navale, dove, inserito
nel Servizio Strutture e Materiali, ha potuto maturare esperienza nel settore del CAE applicato all’ingegneria navale.
Attualmente è coordinatore del Servizio Strutture e Materiali, che si occupa di applicazioni strutturali avanzate su materiali metallici e compositi, applicati all’ingegneria navale e nautica. È autore di alcune pubblicazioni scientifiche ed ha partecipato a
Progetti di Ricerca internazionali finanziati dalla UE (DISCO, Intership, MARSTRUCT).
Segreteria Organizzativa:
Edimet SpA, Via Brescia 117
25018 - Montichiari (Brescia) - Italy
Tel. +39 030 9981045
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/HJJHUH VHPSOLFL IDFLOL GD XWLOL]]DUH OH
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......la saldatura senza fumo
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Correlation between GMAW process
and weld quality parameters: a neural
network approach applied in the
automotive industry
F.A. Reyes-Valdés *
L. Torres-Treviño *
V.H. Lopez-Cortéz *
F.de la Cruz-Márquez *
F. Briceño-Ramirez **
Summary / Sommario
The results of a research carried out to evaluate the correlation between GMAW process parameters and weld quality
parameters is presented. The GMAW weld process was carrying out and quality parameters according to automotive industry was measured; the leg size, depth of fusion and gap
(root opening) were determined. A neural network model is
proposed to explain the contribution of the various welding
process parameters (ampere, voltage and travel speed) on
weld quality parameters. It is found that the neural network
model presented an excellent correlation to predict the weld
quality; the leg size is enhanced with the increase of amperage and reduced with the increase of the travel speed and
voltage. The relationship of all variables is explained.
The neural model can be used to test initial welding conditions of voltage, amperage and travel speed. The model can
predict quality characteristics without repeat the experimental measurements, so it can be used as an inverse model
taking the desired conditions of the welds as inputs and give
the voltage, amperage and travel speed as outputs.
verificati i requisiti di qualità richiesti nell’industria automobilistica; dimensioni del lato del cordone, penetrazione e distacco tra i lembi. Per valutare l’influenza dei vari parametri
di processo (corrente, voltaggio e velocità di avanzamento)
sui requisiti di qualità della saldatura è stato proposto un
modello di rete neurale. Il modello di rete neurale ha evidenziato una eccellente correlazione nella predizione della
qualità della saldatura; la dimensione del lato del cordone è
aumentata all’aumentare dell’intensità di corrente e ridotta
all’aumentare della velocità di avanzamento e del voltaggio.
Nell’articolo viene illustrata la relazione tra tutte le variabili.
Il modello neurale può essere usato per verificare le condizioni iniziali di saldatura del voltaggio, amperaggio e velocità
di deposito. Il modello può predire le caratteristiche di qualità
senza ripetere le misure sperimentali, per cui può essere usato
come un modello inverso prendendo le condizioni desiderate
per le saldature come input e fornire come dati in uscita amperaggio, voltaggio e velocità di avanzamento.
In questo articolo sono riportati i risultati di una ricerca effettuata per valutare la correlazione tra i parametri di saldatura con processo GMAW ed i requisiti di qualità della saldatura. È stata eseguita una saldatura GMAW e sono stati
Keywords:
Automobile engineering; current; GMA welding; mathematical models; neural networks; process conditions; process parameters; simulating; voltage.
* Corporación Mexicana de Investigación en Materiales S.A. - Saltillo (Messico).
** Lincoln Electric - Monterrey (Messico).
F.A.Reyes - Valdés et. al. - Correlation between GMAW process and weld quality parameters: a neural network approach applied, etc.
Experimental procedure
T
he increase of welding productivity has a significant economic
impact, estimated in order of several
hundred million dollars in yearly worldwide saving.
Gas Metal Arc Welding (GMAW) is
widely used in the automotive industry.
The process’s high metal deposition rate
makes it well suited to automatic and
robotic welding. Modeling weld quality
according to welding process parameters
is increasingly important since great financial savings are possible, especially
in manufacturing where improved weld
process conditions lead to losses in production and necessitate time-consuming
and expensive use of materials. Applying the artificial intelligence technology
requires the introduction of input and
output data to the network.
The task of modeling welding process
by neural network is to use input data,
such as welding voltage and current,
speed travel, can be use as variables.
After this, the data are processing by
neural network model and obtain a response, such as gap, throat, leg, etc.
The main functions of the proposed
model are: to simulate the process for
purposes of training operators; to
improve welding process performance
by identifying regions that are insensible
to variations on input parameters; and
finally to increase the flexibility of a
robotic welding cell.
The concrete benefits obtained from the
GMAW process model development are:
optimization of critical variables of the
welding process, support for development of virtual process and prototypes,
definition of a robust welding procedure,
quick response to product change and
support in welding training.
The response of the processing element
is
GMAW experiments were performed
with a fully automated welding system.
Shielding gas was 90Ar-10%CO 2 ,
power wave 310, rapid arc application,
lap joint horizontal position, electrode
size 0.045” diameter, work angle 45° to
55°. Welding was done on a lap joint.
The chemical composition and mechanical properties of the material used to
experimental procedure are shown in
Table 1, and the experimental design is
in Table 2.
Discussion and results
The good agreement between the proposed neural network model and the experimental data from the experimental
design is encouraging. The output data
are in form according to Figure 1.
(1)
(2)
Where n is an artificial neuron and i is
the corresponding element of vector X.
Matrix W represents the connection
weights between the elements of vector
X and the neural element.
The activation function FA regulates the
output of the neuron. Sigmoid function
is usually used. It is used layers of
neurons so it is necessary to adjust
several connection weights in the learning rule. There are several learning procedures to adjust the connection
weights; nevertheless it is used the Levenberg - Marquardt learning rule. The
rule is a variant of the Gauss-Newton optimization method. The connection
weights are calculated as follows:
The neural network
(3)
A neural network is an interconnection of
processing elements or artificial neurons.
The principal use of this paradigm is the
approximation of functions using experimental data. The behaviour of the neural
network is established by their connection weights. The learning rule adjusts
the weights to minimize and error
between a desired response and the response of the neural network. The
desired responses are expressed in a database of patterns of input - output pairs.
where ε is the difference between the
actual and the required response. The
Jakobi’s matrix for a single neuron can
be written as follows:
(4)
Figure 1 - Two obtained welds in the experimentation.
Table 1 - Chemical composition and mechanical properties of base metal.
Base metal
%C
%Mn
%P
%S
%Al
TS
(MPa)
YS
(MPa)
E (%)
0.10 max
0.50 max
0.025 max
0.020 max
0.02 min
270
180-240
38
Spec. GM6409 Grade HR3
Table 2 - Experimental design.
V
Experiment
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
11
12
13
14
15
16
17
18
19
20
21
22
23
24
25
26
27
28
29
30
31
32
33
34
35
36
37
38
39
40
41
42
43
44
45
46
47
48
49
50
51
52
53
54
V1
x
x
x
x
x
x
x
x
x
x
x
x
x
x
x
x
x
x
V2
A
V3
W1
x
x
x
x
x
x
W2
T
W3
T3
x
x
x
x
x
x
x
x
x
x
x
x
x
x
x
x
x
x
x
x
x
x
x
x
x
x
x
x
x
x
x
x
x
x
x
x
x
x
x
x
x
x
x
x
x
x
x
x
x
x
x
x
x
x
x
x
x
x
x
x
x
x
x
x
x
x
x
x
x
x
x
x
x
x
x
x
x
x
x
x
x
x
x
x
x
x
x
x
x
x
x
x
x
x
x
x
x
x
x
x
x
x
x
x
x
x
x
x
x
x
x
x
x
G2
x
x
x
x
x
x
x
x
x
G1
x
x
x
x
x
x
x
x
x
x
x
x
x
x
x
x
x
x
x
x
x
x
x
x
x
x
x
x
T2
x
x
x
x
x
x
x
x
x
x
x
x
x
x
x
x
x
x
x
x
x
x
x
x
x
x
T1
x
x
G
x
x
x
x
x
x
x
x
x
x
x
x
x
x
x
Variable 1= Trim (volt) V1= 0.80, V2= 0.90, V3=0.95 – Variable 2= Amperage (ampere) W1= 380, W2= 400, W3=425
Variable 3= Travel Speed (In/min)= TS1=40, TS2=45, TS3= 50 – Variable 4= GAP (mm) = G1=0, G2=1
Parameter λ is modified based on the development of the error signal and p represents the available patterns. It was
used a neural network with three inputs
(voltage, amperage and travel speed)
with six outputs (both legs, two deep of
fusion, gap, and throat) as shown in
Figure 2.
Leg 1
Voltage
Leg 2
Throat
Neural
network
Amperage
Depth of fusion 1
Training and validation phase
The experimental data was acquired on a
robotic Rapid ARC welding process.
The inclination of the torch was between
45 and 55 grades. The application mode
was horizontal overlap, the work used
25 grades of push. It was used a 0.045’’
of wire and the protection gas was of
90 percent of argon and 10 percent
of dioxide.
The Table 3 shows the information obtained from the experiment.
The physics characteristics of the
welded piece depends on three setting
inputs, the voltage (V) the amperage
(A), and the travel speed (TS). There are
several physical parts usually visible on
Depth of fusion 2
Travel speed
GAP
Figure 2 - Architecture of the neural network.
welded pieces (Figure 3). The legs,
fusion profusion, gap and throat was
taken as experimental data.
The information of the Table 3 was normalized and was used in the training
process of the neural network. The
neural model was validated using extra
experimental data not given in the train-
ing process given in Table 4. The architecture used of the neural network is
given in Figure 2.
The neural network can be used to
analyse the relationship between
physic characteristics and welding parameters of voltage, amperage and
travel speed.
Table 3 - Experimental data of the welding process.
V
(volt)
A
(ampere)
TS
(mm/s)
Leg 1
(mm)
Leg 2
(mm)
Throat
(mm)
PF 1
(mm)
PF 2
(mm)
GAP
(mm)
380
0.87
40
3.08
3.98
2.71
1.25
0.62
1.39
380
0.87
40
3.91
5.14
4.28
0.72
0.58
1.14
380
0.87
40
3.75
5.08
3.47
1
0.64
0.95
380
0.9
40
4.31
5.08
3.49
0.72
1.63
0.97
380
0.9
40
3.56
5.95
4.03
0.7
0.79
0.5
380
0.9
40
3.6
5.89
4.23
0.85
0.81
0.56
380
0.95
40
3.75
5.29
3.33
0.79
0.79
1.12
380
0.95
40
3.66
5.37
3.74
0.73
0.75
1.1
400
0.88
45
2.64
3.27
2.38
1.16
0.71
1.37
400
0.88
45
4.25
4.25
3.11
0.83
0.87
1.04
400
0.91
45
3.91
5.12
3.64
0.6
0.68
1.12
400
0.91
45
3.77
5.08
3.59
0.79
0.85
1.14
400
0.96
45
3.79
4.37
3.13
0.79
0.75
1.2
425
0.89
50
3.58
4.33
3.02
1.27
0.89
1.12
425
0.9
50
3.66
4.08
2.91
0.87
0.89
1.14
425
0.9
50
2.93
4.27
2.75
1.22
1
1.18
425
0.92
50
2.95
4.95
3.11
0.96
0.89
1.12
425
0.92
50
3.12
4
2.9
0.6
0.54
1.45
480
0.95
50
2.93
6.46
4.63
0.45
0.93
0.18
480
0.95
50
2.75
6.29
4.64
0.33
1.33
0.33
480
0.95
50
3.35
4.23
3.03
1.12
0.85
1.18
Table 4 - Validation data.
V
(volt)
A
(ampere)
TS
(mm/s)
Leg 1
(mm)
Leg 2
(mm)
Throat
(mm)
PF 1
(mm)
PF 2
(mm)
GAP
(mm)
380
0.87
40
3.58
4.73
3.48
0.99
0.61
1.16
380
0.9
40
3.823333
5.64
3.91
0.75
1.07
0.67
380
0.95
40
3.705
5.33
3.53
0.76
0.77
1.11
400
0.88
45
3.445
3.76
2.74
0.99
0.79
1.20
400
0.91
45
3.84
5.1
3.61
0.69
0.76
1.13
425
0.89
50
3.58
4.33
3.02
1.27
0.89
1.12
425
0.9
50
3.295
4.17
2.83
1.04
0.94
1.16
425
0.92
50
3.035
4.47
3.00
0.78
0.71
1.28
480
0.95
50
3.01
5.66
4.1
0.63
1.03
0.56
The impact of the voltage with the
welding quality parameters was obtained. According with Figure 4, the leg
1 shows the major effect, the reason is
the quantity of data, the model needs
more information to adjust the line, but
the relation is directly proportional.
The leg 2 shows a linear relation with an
inflexion point in 0.94 V. The fusion
depth 2 has an inconsistent relation, but
the curve will be smooth when increase
the input data.
Amperage
The Figure 5 shows the effect of amperage in the join characteristics. The amperage has an excellent relation with all
the quality parameters. Leg 1, Leg 2 and
throat decrease when the amperage in-
crease, and the fusion depth 1 and 2 are
directly proportional with amperage, the
fusion depth 2 shows an inflexion point
in 445 A.
•
Travel speed
This variable has an important effect
with the qualities of join, all of these decrease when travel speed increase
(Figure 6), but some of these have inflexion point that will be smooth when
increase the input data. The relationship
is inversely proportional, except the
leg 2, that shows an important inflexion
point in 44 cm/min.
Depth
of
fusion
Piece 2
GAP
Figure 3 - Physical parts of the weld.
•
•
• The neural network model to correlate the influence of GMAW process
Weld
Throat
•
Conclusions
Piece 1
Leg 1
•
parameters on the join characteristics
has been developed.
The model shows excellent information about the relationship of independent and dependent variables.
The model shows some important inflexion points, but those will be
smooth when increase the input data.
The neural network model can calculate the GMAW process parameters
to obtain a specific join, with defined
characteristics.
The model learning itself, this permit
to decrease the error.
The use of artificial intelligence in
general and neural network in particular, permit to increase the productivity, eliminate excessive expenses by
materials, energy, people, etc.
Predicted dimension of the pieces (normalized)
Voltage
Voltage (V)
Figure 4 - Prediction of the physical
characteristic of the welded piece by change
in voltage.
Amperage (A)
characteristic of the welded piece by change
in amperage.
Travel speed (cm/sec)
characteristic of the join by change in travel
speed.
References
[1]
[2]
[3]
[4]
[5]
[6]
S. Kou: «Welding Metallurgy», Second Edition - 2003, Wiley-Interscience.
S. Haykin: «Neural networks: a comprehensive foundation», Prentice Hall, (1999).
J. Stojanovski, S. Rana: «Determining resistance welding parameters using artificial neural networks», International conference on industrial and engineering applications of artificial intelligence and expert systems archive.
Proceedings of the 2nd international conference on industrial and engineering applications of artificial intelligence and
expert systems - Volume 2, table of contents, ACM Press NY, (1989) pp. 709-713.
Certification manual for welding inspector, American Welding Society, Fourth Edition (2000).
M.T. Hagan, Menhaj M.: «Training feed-forward networks with the Marquardt algorithm», IEEE Transactions on neural
networks, Vol. 5, No. 6, pp. 989-993, (1994).
Felipe Arturo REYES-VALDÉS, he was born in the Saltillo City, Mexico. Metallurgical Engineer from the Saltillo Institute of
Technology, Mexico; Master in Science in Metallurgy from the Advanced Studies and the Research center of the National Polytechnic Institute, Saltillo Mexico. Doctor in Engineering of Materials from the Faculty of Mechanical and Electrical Engineering
of the Nuevo Leon State University, Monterrey City Mexico. He has been working like Research Engineer in Industries and Research Centers like National Foundry Industry, Lucas Diesel Engines, Center of Engineering and Industrial Development,
CIDESI, in Querétaro City Mexico; Analyst of failures in the Mexican Materials Research Center (COMIMSA), having realized
more than 300 technical projects of failure analysis. Manager of Research and Technological Development of Mechanical Integrity, as well as Coordinating of Investigation and Development of COMIMSA, where he had to position the projects of R& D in
the subjects of Mechanical Integrity, Environmental Engineering, Engineering of Maintenance, Engineering of Supervision, Metallurgy and Corrosion. At the moment it is Academic Manager and Professor of the COMIMSA in the Post Grade in Welding Industrial Technology. He is the Mexican with the high level of recognition like specialist in corrosion by the National Association
of Engineers (NACE) International, as Senior Technologist Corrosion, has been treasurer, Secretary and President of this Association in Mexico. He is member of the National System of Researchers (SNI). He participates in different national and international congresses like Speaker and Chairman, specializing in Welding Metallurgy, Kinetic Thermodynamics and of Phase Transformations, Corrosion and Application of models of Artificial intelligence in Materials Engineering.
Luis TORRES-TREVIÑO, receive the PhD. in Artificial Intelligence in intelligence system center from ITESM campus Monterrey,
México (2004). In 1997, he joined Delco Remy as a electronic engineer. From 1998 to 2000, he was with ITESM as a assistant
consultant. From 2000 to 2003, he was with CEMEX in the logistic and automatic department developing optimization algorithms. From 2004 to 2005 he was a independent consultant developing several intelligent systems to optimize productive
processes. From 2006, Dr. Torres-Treviño is currently a professor-researcher of the Corporación Méxicana de Investigación en
Materiales SA de CV. He is experienced in application of intelligent systems in real problems. His currently research interest
include application of intelligent systems in industrial and manufacturing process using exaptive systems (integration of learning
and optimization systems). He is the author and coauthor of more than 30 research papers published in journals and refereed
conferences.
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International Institute of Welding
E x t ra c t f ro m
the Annual
Repor t 2007
Message from the President
It is 30 years since, as President of the
South African Institute of Welding, I attended my first IIW Annual Assembly in
Dublin in 1978. Over the ensuing years,
it has been very easy to enjoy both the
benefits and responsibilities of being a
member of the IIW family. In this
Annual Report, you will read about numerous successes that the hard-working,
enthusiastic members of the IIW Secretariat, Administrative and Working Units
have achieved. The IIW is built upon the
cornerstone of voluntary contributions
of time and effort by individuals
working in the various Units, and the
commitment of Member Societies, companies and organizations to supporting
their attendance and participation. Recognition awards, acknowledging individuals’ commitment over a number of
years, were again presented during the
very successful Annual Assembly in Dubrovnik.
The Institute can also demonstrate very
solid foundations with an excellent cash
reserve, a very competent Secretariat
and 51 Member Countries with 10 more
Members expected over the next three
years. The IIW Secretariat has introduced, with the involvement of the Board
Members, initiatives resulting in streamlining in a number of areas including
procedures, membership, member servi-
ces, data banks and publishing. In 2007,
the IIW signed a new contract with the
Institut de Soudure (French Welding Institute) to provide the Secretariat Services from 2008 to 2014, thus also ensuring a smooth transition from the
retirement of Mr. Daniel Beaufils (IIW
CEO 2000 - 2007) to the successful succession of Mr. André Charbonnier. A
comprehensive Business Plan (2007 2012) has been constructed from the
building blocks of Strategic Plans developed by every Administrative and
Working Unit, involving all the participants in the Institute. This Business Plan
will function as a working document and
roadmap for each unit, as well as a way
for the Institute to show to others, including prospective members, the role of
the IIW and its future directions and initiatives around the world.
As part of the Business Plan, the IIW
project “To improve the global quality of
life through the optimum use of welding
technology” has progressed very well.
Excellent work has taken place on the
parts of the project including the development of a “White Paper”, the improvement in the image of the IIW, strategy
to improve the image of welding including the recognition of the value of
welding to the global community.
The celebration of the IIW’s 60th Anniversary, and the commemorative activities which commenced in the middle of
the year, have illustrated these benefits
well. This significant anniversary also
acknowledges the outstanding contributions made by the IIW to the advancement of welding and joining technolo-
gies, qualification and certification
worldwide, and the improvement of the
global quality of life through the sharing
of these outputs and initiatives for the
promulgation of sustainable development within a sustainable environment.
We are all proud of this wonderful heritage and this 2007 Annual Report illustrates the work and initiatives of all
units of the IIW, working together in a
united approach «To Improve the Global
Quality of Life Through the Optimum
Use of Welding Technology».
Christopher Smallbone
President, International Institute of
Welding (2005-2008)
Executive Director, Welding Technology
Institute of Australia
IIW Board of Directors 2007/2008
12 Voting Members
Countries currently represented on the Board in
2007/2008 include Australia, Austria, Croatia, People’s Republic of China, France, Germany, India, Japan, Portugal, Singapore, Sweden, United Kingdom and the United States, a
good geographical balance among countries.
Mr. Christopher Smallbone - President, Australia
Prof. Dr. Slobodan Krajl - Vice-President, Croatia
Prof. Luisa Quintino - Vice-President, Portugal
Prof. Qiang Chen - Vice-President, P.R. of China
Prof. Dr.-Ing. Detlef Von Hofe - Treasurer, Germany
Mr. Philippe Bourges - Director, France
Prof. Dr. Horst Cerjak - Director, Austria
Mr. Ang Chee Pheng - Director, Singapore
Prof. Baldev Raj - Director, India
Mr. Ray W. Shook - Director, United States
Prof. Dr.Takashi Miyata - Director, Japan
Dr. Christoph S.Wiesner - Director, United Kingdom
Other Board Members
Mr. Bertil Pekkari - Past President and Chairman of IAB,
Sweden
Prof. Dr.-Ing. Ulrich Dilthey - President-Elect, Germany
Prof. Bruno de Meester - Chairman of TMB, Belgium
Mr. André Charbonnier - CEO, France
The IIW Secretariat
The IIW Secretariat is located in Paris (France).
Mr. André Charbonnier is the new IIW Chief Executive
Officer since the retirement of Mr. Daniel Beaufils in 2007
(IIW CEO 2000-2007).
Mr. André Charbonnier - IIW CEO
Ms.Véronique Souville - Scientific and Technical Officer
Mrs. Mireille Aubert - Administration and Finance Assistant
Dr. Glenn Ziegenfuss - Standardization Officer
Mr. Daniel Beaufils getting gift from Mr. Chris Smallbone,
on the occasion of his retirement.
Treasurer’s Report
Prof. Dr.-Ing. Detlef Von Hofe Treasurer, Germany
The IIW, a non-profit body, is funded by
annual subscriptions paid by the
Member Societies, calculated on a scale
designed to reflect, as equitably as possible, the dependence of their country on
welding technology. Such subscriptions
are modest and sufficient to pay only a
part of the cost of running the Secretariat
and associated activities. Further income
is derived from the sale of books and
other documents and fees which are collected from each Annual Assembly participant.
The IIW’s finances have been very solid
for many years. A slight decrease in IIW
running costs in relation to the year 2006
is due to very cost-effective management
of the IIW Secretariat and the postponement of promotional activities for the
IIW and the IAB.
A problem for the IIW in the future
could be the payment practice of some
IIW Members. For example, 80% of
member organizations pay their fees on
time. Less than 10% of Members have
produced bad debts amounting to
€ 24,527 up to the end of 2007, which is
unacceptable. Members must assist the
IIW to avoid the problem of bad debts.
Expenditure was covered by the 2007
income which was much better than
budgeted for, due to cost-effectiveness
and to an increase in income from new
IIW Members.
The IIW Organization
A vision shared for 60 years.
The IIW was founded in 1948 by the
welding institutes or societies of 13 countries, who felt the need to make more
rapid scientific and technical progress
possible on a global basis.
Since then, welding associations in 51
countries make up the members and
more and more are indicating interest.
Who runs the IIW?
The policies of the IIW are decided by
the General Assembly at which all national Member Societies are represented.
The General Assembly elects the President of the IIW and the Members of the
Board of Directors who direct the affairs
Table 1
Profit and Loss Account
Realized 2006
Budget 2007
Realized 2007
INCOME
€
€
€
Subscription receivables
Fees from Annual Assembly
Other income
Welding in the World
Interest from bank accounts
Bad debts recovered
281 906
88 900
12 801
78 087
8 510
19 271
292 000
88 500
10 000
85 000
8 500
299 735
89 923
11 381
90 934
11 862
4 543
489 475
484 000
508 378
Secretariat
Travelling expenses
Direct costs for meetings and prizes
Printing and stationery
Computer maintenance and upgrade
Postage and telephone
Promotions
Graphic design
EWF certification
IAB promotion
IIW Website
Audit fees
Bank charges
Sundry expenses
Straight-line method of depreciation
Insurance
Bad debts
Business Tax
343 808
40 581
1 765
44 980
11 310
414
14 085
5 115
347 746
25 000
2 000
42 000
1 500
1 000
15 000
15 000
7 000
7 300
17 000
5 000
9 000
2 000
3 000
350 836
33 803
853
44 488
5 199
2 091
13 255
8 867
2 000
850
2 310
24 527
2 256
Adjustment
488 098
502 396
504 270
SURPLUS
1 377
-18 396
4 108
EXPENDITURE
Taxes
SURPLUS AFTER TAXES
2 040
7 352
2 991
5 476
117
2 221
4 543
1 300
-207
1 170
4 820 *
2 260
7 204
2 205
4 117
-616
-18 396
3 492
* included in “Secretariat Expenditure”
of the IIW. The Board of Directors comprises twelve Directors from among
whom are elected the President, three
Vice-Presidents and the Treasurer.
The day-to-day work is ensured by a
permanent Secretariat under the responsibility of a Chief Executive (Table 2).
Table 2
International Education,
Qualification and Certification
Systems in Welding
The International Systems for Education
and Qualification of Welding Personnel
implemented based on the harmonised
European System complying with the
ISO 3834 requirements, are presently
being transferred to IIW. ISO 3834 can
boost the manufacturing company’s
ability to sell its products in both domestic and overseas markets. Compliance
with ISO 3834 provides a “one-stopshop” to achieve global recognition of
the company’s capability.
Entitled “Quality Requirements for
Welding”, the standard provides details
of how to control the various weldingrelated operations to achieve the desired
quality consistently.
A key feature of the standard is the requirement to ensure that people with
welding responsibilities are competent
to discharge those responsibilities. This
is achieved by incorporation of another
standard: EN 719/ISO 14731 “Welding
Coordination - Tasks and responsibilities”.
The documents may be researched and
downloaded from the IIW website at
www.iiw-iis.org.
Annual Assemblies
IIW Annual Assemblies have been taking
place since 1948 on the invitation of one
Member country.
Three days are devoted to parallel sessions of the Commissions and other
Working Units. In addition, two days are
devoted to an International Conference
on a specified theme.
ding countries in the region and
produce IIW-supported programmes.
• To involve organizations such as the
UNIDO, IAEA and EU in the Congress.
• To have authors from the less-developed, surrounding countries present
papers.
• To form regional commissions of the
IIW which could then provide input
to the main IIW Commissions.
These Congresses have become very
popular and successful.
IIW Member Benefits
Outputs of the IIW
International Congresses
At each meeting, documents are presented to the IIW Working Units and discussed. They may then be recommended for
publication in the IIW journal, Welding
in the World. Research papers are peerreviewed by experts prior to publication.
Technical publications take the form of:
• Research or technical papers published in the IIW journal, Welding in the
World.
• Best practice Guides.
• Conference articles.
• ISO Standards (the IIW is an official
International Standardization Body in
the area of welding and joining).
• Books.
• Multilingual Collections of Terms.
To implement its strategy, the IIW holds
Regional (now called International) Congresses with the following objectives:
• To expose industry delegates in the
host countries to the work of the IIW.
• To identify the needs of the surroun-
IIW Members can benefit greatly from
the collective knowledge of the IIW in
many areas, in particular:
• Appropriate welding technology.
• Education, training, qualification and
certification.
• Health and safety of welding personnel.
Table 3
Goal
Identify, create, develop and transfer best
practices for sustainable development in a
sustainable environment
Identify, develop and implement the IIW Education,
Training, Qualification and Certification systems on
a global basis
Technical Management Board (TMB)
International Authorization Board (IAB)
Initiate and develop global best practices
Provide administrative, secretarial, marketing and
promotional support for the IIW systems
Organize the exchange of scientific and technical
information and provide an environment to
encourage and sustain the transfer of knowledge
Develop the Education, Training and Qualification
systems
Oversee IIW standardization activities
Develop the IIW Certification Systems, implement
the IIW E&T&Q&C systems and authorize IIW
ANBs / ANBCCs
Encourage and support a safe, healthy and
environmentally-friendly world
Initiate, develop and create harmonized teaching
methods, for education and training
Delegated Unit
Objective A
Objective B
Objective C
Objective D
IIW Business Plan
In July 2005, the IIW Board of Directors
agreed to review and update the IIW Business Plan, Strategic Plans and Operational Plans of all IIW Administrative
and Working Units and Secretariat.
Feedback from the meeting of the Chairmen of Working Units in January 2006
included constructive comments on the
previous IIW Business Plan and its implementation. It was recommended that
all IIW Administrative and Working
Units should be involved in the future
planning and implementation process.
Based on the IIW’s Mission, Goals,
SWOT analysis, needs and benefits required by stakeholders, the following approach has resulted.
The IIW Board of Directors has developed a Strategic Plan with five Goals, delegated respectively to:
• The Technical Management Board
(TMB)
• The International Authorization
Board (IAB)
• Working Group Regional Activities
(WG RA)
• Working Group Communication &
Marketing (WG Com & Mark)
• The IIW Secretariat.
Each of these Units has four Objectives
to realize in order to achieve its respective Goal (Table 3).
Working Units (Commissions, Select
Committees and Study Groups) also
Table 4
Promote the IIW and its Member
Countries in all regions of the
world to the common benefit of all
Assist in the implementation of the IIW’s
outcomes
Provide quality services to the IIW, IIW
Member Societes and other organizations
Working Group Regional
Activities (WG RA)
Working Group Communication &
Marketing (WG Com & Mark)
IIW Secretariat
Promote the holding of
IIW-supported events throughout
the regions of the world
Analyse and promote the publication of
outcomes of the Administrative and
Working Units
Grow and maintain a financially sound
organization that provides the required
resources
Introduce the IIW Weld-Care
programme to be adopted by
developing countries
Monitor and improve IIW electronic
communication tools
Establish and implement the membership
policy
Promote and market the IIW in
different regions of the world
Provide a state-of-the art marketing and
communications network
Produce and market IIW products and
services
Harmonise IIW efforts with other
organizations’ efforts in each
region
Initiate and develop marketing tools
Provide optimum administrative services
report to the Technical Management
Board (TMB). Each Working Unit has
the same Goal and four Key Objectives
applying to it. As a special case, Commission XIV “Education and Training”
has had its Strategic Plan dovetailed
with that of the IAB. Commission XIV
provides the link between all the other
Working Units and the IAB. Each IIW
Unit has thus created a Strategic “Planon-a-Page” layout. This includes the
Unit’s Goal, four Objectives to achieve
that Goal and the strategies that are in
place to realize each Objective.
Based on the Unit’s Strategic “Plan-ona-Page”, an operational action plan has
been drawn up to show how the Unit will
realize the Objectives (Table 4).
the IIW Administrative and
Working Units
- a potential or new member country
- Government and Aid Agency representatives.
• To improve the image of both
welding and the IIW by showing
people that the IIW is a progressive,
modern, pro-active, enthusiastic organization, worthy of support and involvement.
• To determine future IIW resources.
Technical Management Board
(TMB) - Prof. Bruno de Meester TMB Chairman, Belgium
Benefits of the IIW Business Plan
The Technical Management Board oversees all of the IIW scientific and technical activities (Table 5).
• To continually clarify the thoughts
and intentions of all IIW participants
as a roadmap in the efforts to create a
successful IIW.
• To assist a non-IIW person to understand why IIW exists, what is expected from it, how it will achieve its
expectations and the potential role for
such a person in IIW. Such people
could include, amongst others:
- a new, or potential participant in
Its four main objectives are:
• To initiate and develop global best
practices. Amongst other key strategies relevant to this objective, all
Chairmen were invited to update the
«Best Practice» section relevant to his
Working Unit in the public part of
the IIW Website. This year, very
special attention has also been given
to the IIW Journal, «Welding in the
World», as will be outlined below.
• To organize the exchange of scientific
and technical information and
provide an environment to encourage
and sustain the transfer of knowledge.
The attraction, motivation and
support of young scientists and
experts in the field of welding/joining
are considered key strategies relevant
to this objective.
• To oversee all technical aspects of
IIW standardization activities, even
though the Select Committee «Standardization» has been converted into
a Working Group «Standardization»,
reporting directly to the Board of Directors in matters concerning general
IIW policy towards international
standardization organizations, such
as the ISO.
• To encourage and support a safe,
healthy and environmentfriendly
world.
Most significant contributions for 2007:
• The IIW working units Strategic
Plans
Each of the 21 scientific and technical
IIW Working Units:
Commissions, Select Committees
and Study Groups were invited to
define their own strategic plans, articulated around the abovementioned
four main objectives, and to identify
Table 5 - The Working Units of IIW.
Commissions
C-I
Brazing, soldering, thermal cutting and flame processes - L. Heikinheimo - Finland
C-II
Arc welding and filler metals - V. van der Mee - Netherlands
C-III
Resistance welding, solid state welding and allied joining processes - K. Matsuyama - Japan
C-IV
Power beam processes - E.D. Levert - United States
C-V
Quality control and quality assurance of welded products - G. Dobmann - Germany
C-VI
Terminology - D. Rippegather - Germany
C-VIII
Health, safety and environment - L. Costa - Italy
C-IX
Behaviour of metals subjected to welding - T. Boellinghaus - Germany
C-X
Structural performances of welded joints - Fracture avoidance - M. Kocak - Germany
C-XI
Pressure vessels, boilers and pipelines - M. Prager - United States
C- XII
Arc welding processes and production systems - B. Lucas - United Kingdom
C-XIII
Fatigue behaviour of welded components and structures - G.B. Marquis - Finland
C-XIV
Education and training - U. Hadrian - Switzerland
C-XV
Design, analysis and fabrication of welded structures - R.E. Shaw - United States
C-XVI
Polymer joining and adhesive technology - C.-Y. Wu - United States
Study Groups
SG-2l2
The physics of welding - Y. Hirata - Japan
SG-RES
Welding research strategy and collaboration - L. Quintino - Portugal
Select Committees
SC-Air
Permanent joints in new materials and coatings for aircraft engineering - T. M. Mustaleski - United States
SC-Auto
Automotive and road transport - M. Rethmeier - Germany
SC-Qual
Quality management in welding and allied processes - R. Zwätz - Germany
the corresponding key strategies and
appropriate actions. This work involving all Chairmen has been finalized
and has resulted in an IIW Strategic
Plan that can now be diffused worldwide, giving better visibility to its activities and promoting a better image
of welding.
• The IIW Journal: «Welding in the
World»
Thanks to the continuous efforts of all
the contributors to the IIW Journal,
the various Chairmen who recommend and review the published
papers and the IIW Secretariat, this
IIW bi-monthly publication has progressively improved according to a
number of criteria.
The various issues are published on
time and feature documents in significantly increasing numbers and of
higher calibre. Such progress now
makes it easier to take the appropriate
steps towards the Journal’s recognition in the «Science Citation Index»,
a wish expressed by many young
scientists in particular.
The TMB therefore decided to implement an independent peer review procedure for research documents recommended for publication, which
started at the 2007 Annual Assembly
in Dubrovnik.
The first issue of the Journal, including its new research supplement,
was sent out in January 2008. It is
now expected that after a trial period
of one year, “Welding in the World”
will be ready to apply for referencing
by the Science Citation Index in
2009.
Education and Certification
International Authorization Board (IAB)
The IAB works continuously to realize
the following aims:
• To provide administrative, secretarial,
marketing and promotional support
for the IIW systems.
• To develop the Education, Training
and Qualification systems.
• To develop the IIW Certification
Systems, implement the IIW Education &Training & Qualification &
Certification systems and authorize
IIW Authorized National Bodies
(ANBs) and Authorized National
Bodies for Company Certification
(ANBCCs).
• Initiate, develop and create harmonized teaching methods, for education
and training.
The IAB is also considering the addition
of Environment and Health and Safety
Companies’ Certification Systems to its
list of aims. There is presently a task
force analysing the required conditions
for inclusion of the Certification of International Welding Inspector in the Certification of Welding Personnel.
The IAB Secretariat
The IAB Secretariat is located in Lisbon
(Portugal).
Prof. Luisa Quintino
Ms. Rute Ferraz
Mr. Italo Fernandes
Ms. Olga Teixeira
IIW IAB Finances
The 2007 result will be close to thirteen
thousand Euro (€ 13,000), similar to, although slightly lower than, the result for
2006.
The number of IIW Diplomas which are
sold and awarded is not increasing as
much as expected, and consequently, not
compensating the loss in income due to
the discontinuance of EWF (European
Welding Federation) Diplomas in 2007.
A decision was therefore made to continue issuing EWF Diplomas.
IIW IAB Organization
A review of the IAB organization oriented towards the development of new
strategies for the IAB and the direct participation of the ANBs in the decisionmaking process was considered necessary for the improvement of IAB
business in Member Countries. Therefore, a task force was set up by the IIW
Board in January 2008, to review the
IAB organization.
A proposal will be presented at the upcoming IIW Annual Assembly in Graz.
Authorized National Bodies (ANBs)
Brazil and India became official ANBs
in 2007 and there are now a total of 34
approved ANBs.
The United States decided to re-enter the
IAB, a decision which was most
welcome.
Nigeria, Singapore and the United States
are the current Applicant ANBs.
IAB Group A - Education, Training
and Qualification
Mr. Christian Ahrens - Chairman of
IAB Group A, Germany
WGA-2a: Engineer, Technologist,
Specialist and Practitioner
Guideline, Chairman: Mr.
Christian Ahrens Germany)
WGA-3a: Welder Curriculum/Welding
Instructor Guideline, Chairman: Mr. Carl-Gustaf Lindewald (Finland)
WGA-3b: Inspection Personnel Guideline, Chairman: Mr. German
Hernandez (Spain)
WGA-6a: Distance learning Activities
Guideline, Chairman: Doctor
Klaus Wichart (Austria)
WGA-7a: Welding Designer Guideline, Chairman: Mr. Esa
Tikka (Finland)
WGA-8a: International Plastic Welder
Guideline,
Chairman:
Doctor Michele Murgia
(Italy)
The tasks of IAB Group A are to prepare
and revise curriculum guidelines and alternative route guidelines and to deal
with Distance learning Programmes.
Meetings
During the last Annual Assembly in Dubrovnik, 60 attendees and delegates represented 35 countries and six documents were discussed.
Most significant contributions for 2007
During 2007 the following was accomplished or is ongoing:
• A
merged
guideline
for
IWE/IWT/IWS/IWP was issued.
• A Distance Learning Guideline was
reviewed, approved and issued.
• The IWIP Guideline was revised.
A survey to IAB members was conducted at the end of 2007, to identify the
new IIW guidelines to be developed. Destructive Testing and Mechanized
Welding were two of the areas identified.
The Finnish ANB has launched the first
course for IWSD (International Welding
Structures Designer).
It is foreseen that four others will do
same in 2008, which proves the need for
the harmonization of these kinds of
courses.
IAB Group B - Implementation and
Authorization
Mr. James Guild - Chairman of IAB
Group B, South Africa
WGB-1: Rules and Operating Procedures, Chairman: Mr.
German Hernandez (Spain)
WGB-4: Examination
Database,
Chairman: Mr. Italo José
Fernandes (Portugal)
WGB-5: Access Conditions Comparison and Assistance to Applicants ANBs, Chairman:
Mr. Henk J.M.Bodt (Netherlands)
The tasks of Group B are to prepare and
revise the Rules and Operational Procedures for implementing the Guidelines,
to grant and confirm authorizations of
ANBs, to approve Access Conditions
and Transition Arrangements and Distance Learning programmes. The IIW
Certification Activities are managed by
IAB Group B.
Table 6 - IIW cumulated diplomas awarded per qualification level.
Table 7 - IIW cumulated diplomas awarded.
Most significant contributions for 2007
Group B has put a lot of effort and time
into the review of access conditions for
each education level in each ANB
country. Documents for Company and
Personnel Certification Schemes were
carefully reviewed.
The IIW Secretariat is responsible for
the promotion and marketing of these
IIW Certification Schemes, in accordance with the agreement between the
IIW and the EWF, when the Schemes
were transferred to the IAB by the EWF.
The Harmonised Examination Database
with questions and answers must now be
used by the ANBs in 25% of the examination questions.
Diplomas sold and awarded
in 2007
In 2007, 8.596 IIW diplomas were sold,
which is a small increase when compared to 2005 and 2006.
During 2007, 6.496 IIW diplomas were
awarded which corresponded to an increase of 9% when compared to 2006.
These figures are lower than expected
considering that new ANBs are entering
the system every year.
To our surprise very few, less than 1.500
IW (International Welder) diplomas
were awarded, which can be compared
with 2.5 million welders in the world. In
other words there is a huge potential for
all ANBs in what regards welders’ qualification.
The tables 6 and 7 show the evolution of
the IIW diplomas awarded in the last 10
years.
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Pubblicazioni IIS - Novità 2008
Metallurgia e saldabilità degli acciai
al cromo molibdeno ed al nichel
Indice
Capitolo 1. METALLURGIA E SALDABILITÀ DEGLI ACCIAI AL
CROMO - MOLIBDENO PER SERVIZIO AD ALTA TEMPERATURA: Introduzione; Caratteristiche metallurgiche; Classificazione
e designazioni normative; Saldabilità; Generalità; Criccabilità a
freddo; Fragilizzazione da rinvenimento (Temper embrittlement);
Fragilizzazione da scorrimento viscoso (Creep embrittlement);
Criccabilità da riscaldo (Reheat cracking); Criccabilità a caldo; Processi di saldatura; Materiali d'apporto; Saldature tra acciai di grado
diverso; Saldatura con materiali d'apporto austenitici; Saldabilità
degli acciai al cromo molibdeno di ultima generazione; Introduzione; Saldabilità.
Capitolo 2. METALLURGIA E SALDABILITÀ DEGLI ACCIAI AL
NICHEL PER ESERCIZIO A BASSA TEMPERATURA: Introduzione; Metallurgia; Classificazione e designazione degli acciai al
nichel: normativa di riferimento; Saldabilità; Acciai a basso tenore
di nichel (sino al 3.5% Ni); Acciai ad alto tenore di nichel (5÷9%).
Appendice A: MATERIALI D’APPORTO PER LA SALDATURA
DEGLI ACCIAI AL CR-MO
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IIS Didattica
Principi per lo studio
dei costi di saldatura **
È opportuno segnalare sin d’ora che le
informazioni riportate sono mirate soprattutto a fornire alcuni criteri di
massima, poiché è estremamente importante che esse siano integrate con dati
tecnici ed operativi che sono propri di
ogni costruttore.
Generalità
Uno studio dei costi di saldatura si può
ritenere valido ed utile quando impostato
tenendo conto di tutte le fasi di lavoro e
dei parametri che influenzano direttamente e indirettamente il tempo impiegato per portare a termine la saldatura in
un manufatto. Verranno qui considerati
alcuni principi generali per il caso, più
comune, dei processi di saldatura autogena per fusione.
Successivamente saranno presi in esame,
a titolo di esempio, alcuni processi di
saldatura e, in particolare, la saldatura
manuale ad arco con elettrodi rivestiti e
la saldatura con arco sommerso; l’estensione ad altri processi può essere fatta
con criteri analoghi.
colare a partire da un’analisi dei disegni
costruttivi identificando, giunto per
giunto, il volume del cianfrino. Si noti
che la presenza del sovrametallo, per
quanto sia dal punto di vista strutturale
trascurabile, può influenzare anche significativamente il volume totale di
metallo da depositare. In assenza di informazioni più precise, esso può essere
valutato come un rettangolo avente
come larghezza quella del cianfrino in
corrispondenza delle superfici accessibili (Fig. 1) e come altezza qualche millimetro (1÷3).
Da questo valore si ottiene facilmente il
peso del metallo da depositare, nota la
densità dello stesso (la Tabella I riporta
alcuni dati approssimati per i principali
metalli saldati).
Questa informazione è utile per l’approvvigionamento del metallo d’apporto, anche se devono essere tenuti in
considerazione gli scarti (ad esempio,
fino al 40% di un elettrodo rivestito per
Criteri generali
Con riferimento a processi di saldatura
autogena per fusione, il calcolo dei costi
è principalmente legato al costo dei consumabili e del personale addetto; eventuali altre voci (energia elettrica, aree di
lavoro, apparecchiature e relativi ammortamenti) possono assumere minore
significatività e, peraltro, la relativa valutazione non riveste carattere specialistico per la saldatura.
Conseguentemente, il primo elemento
da tenere in considerazione è il volume
del metallo da depositare, che si può cal-
30
20
FCAW
GMAW
Spalla
Metallo base
Metallo
d’apporto
Gola
Figura 1 - Volume di metallo da depositare
(giunto testa a testa, preparazione a V).
*
10
SMAW
100
300
SAW
500
700 900
Intensità di corrente [A]
Rateo di depodito [kg/h]
Apertura
0
1.200
Figura 2 - Rateo di deposito per differenti
processi di saldatura.
Redazione a cura della Divisione FOR - Formazione e insegnamento dell’Istituto Italiano della Saldatura - Genova.
TABELLA II - Rendimento di processo per i principali processi
di saldatura.
TABELLA I - Densità dei principali materiali metallici
(valori medi).
Densità
[g/cm3]
Metallo
Processo
-3
Acciaio al carbonio e basso-legato
7.8∙10
Acciaio inossidabile
8.0∙10-3
Leghe di rame
8.6∙10-3
SMAW
Rendimento
Lunghezza 350 mm
0.55 ÷ 0.65
Lunghezza 450 mm
0.60 ÷ 0.70
Lunghezza 700 mm
0.65 ÷ 0.75
SAW
0.95 ÷ 0.99
Leghe di alluminio
2.8∙10
-3
GMAW
0.90 ÷ 0.97
Leghe di nichel
8.6∙10-3
FCAW
0.80 ÷ 0.98
-3
GTAW
0.95 ÷ 0.99
Leghe di titanio
4.7∙10
la saldatura ad arco può risultare scartato
nel mozzicone); si parla, in questo caso,
di rendimento del processo (Tab. II).
Noto il metallo da depositare, dividendo
questo per il rateo di deposito (generalmente espresso in kg/h) proprio del processo utilizzato e della tecnica operativa,
si può ricavare il cosiddetto tempo di
arco acceso. In particolare è opportuno
ricordare che, in termini generali, il rateo
di deposito aumenta in funzione di:
• un aumento dei valori di corrente a
parità di diametro (netto) dell’elettrodo consumabile;
• una diminuzione del diametro del
consumabile a parità del valore di
corrente;
• il numero di fili elettrodi;
• il valore dello stick-out (ove applicabile) a parità di corrente.
Sulla base di questi semplici principi
sono stati sviluppati, come noto, particolari varianti dei processi di saldatura
mirati ad ottenere produttività migliorata.
Poiché ogni attività di saldatura richiede
una serie di operazioni complementari
(dalla preparazione dei pezzi alla regolazione della macchina, sino al controllo
finale) si può definire per ogni procedura
di saldatura uno specifico fattore operativo, pari al rapporto tra il tempo di arco
acceso ed il tempo totale di saldatura
(con valori assunti da 0 a 1 o espresso in
percentuale); è proprio a questo punto di
vista che si può ricorrere all’automazione che, seppur a diversi livelli, può
garantire un incremento in produttività
e, dunque, una riduzione dei costi del
personale (Fig. 3).
È pertanto chiaro che, per ottenere il
costo operativo finale, è necessario moltiplicare il tempo di arco acceso per il
fattore operativo e, a sua volta, per il
costo della manodopera.
Saldatura manuale ad arco
con elettrodi rivestiti
Il costo al metro di una saldatura eseguita con il processo manuale ad arco
con elettrodi rivestiti è la somma di tre
addendi:
• costo del materiale d’apporto;
• costo dell’energia elettrica;
• costo del tempo di esecuzione.
Il primo addendo si calcola abbastanza
rapidamente una volta noto il numero di
elettrodi impiegati e il loro costo unitario. Questo numero viene determinato
analiticamente e graficamente con uno
dei due metodi descritti in seguito.
Livello di
automazione
Fattore operativo
Manuale
Semiautomatico
Automatico
Automatizzato
0
10
20
30
40
50
60
70
80
90 100
Figura 3 - Fattore operativo in funzione del livello di automazione (valori in percentuale).
Il secondo addendo, di limitata incidenza, si calcola una volta nota la massa
(in chilogrammi) del metallo d’apporto
depositato (che si ottiene con uno dei
due metodi indicati) moltiplicando detta
massa per 443 kWh/kg e quindi per il
costo del chilowattora (si tratta ovviamente di un valore indicativo).
Il terzo addendo, infine, è quello di determinazione più complicata. A questo
proposito si devono distinguere due
tempi di impegno del saldatore:
• tempo di lavoro ad arco acceso
(“tempo di fusione”), che comprende
il tempo di saldatura vero e proprio
durante il quale l’arco è acceso;
• tempi complementari, che si riferiscono alle operazioni complementari
necessarie per l’esecuzione del lavoro.
In particolare, le operazioni complementari gravano sul “tempo di fusione” di
saldatura e, rispetto ad esso, costituiscono un fattore negativo.
Tempo di esecuzione della saldatura
Il tempo di esecuzione della saldatura
può essere schematizzato nella somma
di tre tempi parziali, ciascuno dei quali
viene speso per le operazioni elencate di
seguito.
a) Tempi di preparazione:
1. preparare gli attrezzi all’inizio del
lavoro,
2. esaminare il lavoro e ricevere le
istruzioni,
3. rifornirsi di elettrodi,
4. regolare la macchina,
5. spostare il pezzo,
6. muoversi intorno al pezzo.
b) Tempi relativi a ogni passata:
1. asportare la scoria e pulire il
cordone,
2. verificare la saldatura effettuata,
3. eventualmente molare e rifare
qualche tratto risultato difettoso.
c) Tempi relativi a ogni elettrodo:
1. cambiare elettrodo,
2. tempo di riposo,
3. tempo d’arco acceso (o tempo di
fusione).
Conseguentemente, indicando con a la
somma dei tempi di preparazione, con b
quella dei tempi di passata e con c quella
dei tempi di elettrodo, il tempo totale di
saldatura risulta quindi:
Tempo di saldatura = a + b x numero di
passate + c x numero di elettrodi
Tempo di preparazione (a)
Il valore del tempo di preparazione a è
estremamente variabile ed è strettamente
connesso con l’organizzazione dell’officina, l’esperienza del personale e le attrezzature a disposizione.
In particolare, esaminando nei dettagli
quanto è stato indicato, per quanto riguarda il tempo a si possono fare alcune
utili considerazioni.
Il tempo per preparare gli attrezzi è correlato con le seguenti operazioni:
• rifornirsi di maschera, martellina,
scalpello e mola;
• collegare la saldatrice alla linea ed
eventualmente spostarla da un punto
a un altro dell’officina;
• verificare l’efficienza della pinza portaelettrodo.
La prima operazione è normale, il saldatore generalmente arriva sul posto di
lavoro dopo aver ritirato dal suo armadio
i suoi attrezzi.
Per la seconda operazione è opportuno
distinguere il caso in cui esista un posto
fisso di lavoro convenientemente attrezzato da quello in cui il lavoro avvenga in
luoghi diversi. Nel primo caso questo
tempo praticamente non esiste, nel
secondo invece esso può essere notevole.
Un efficace provvedimento, nell’eventualità di saldature in più luoghi diversi,
è disporre opportunamente le macchine
saldatrici in posti fissi, con lunghi cavi di
pinza e di massa per ridurre al minimo
ogni successivo spostamento (compatibilmente con le cadute di tensione nei
cavi, che inevitabilmente si verificano
quando questi sono troppo lunghi).
Questa soluzione presenta aspetti interessanti anche per quanto riguarda la
funzionalità e l’economia degli impianti.
Infatti si possono così predisporre le
varie prese di corrente in armonia con la
necessità di altre macchine operatrici, in
modo da ottenere una corretta equilibratura del carico sulla rete.
La terza operazione non è così banale
come può sembrare; un consuntivo del
numero delle pinze fuori uso e del tempo
di produzione perduto per il cambio di
questo attrezzo ha spinto alcuni stabilimenti a dotare ogni operaio di una sua
pinza che viene collegata con un innesto
rapido al cavo della saldatrice; questo
accorgimento si è rivelato molto utile.
Il tempo per ricevere le istruzioni necessarie dipende dall’organizzazione dello
stabilimento, dal tipo di lavoro (facile, di
serie, difficile) ecc.
La durata delle operazioni “procurare gli
elettrodi e regolare la saldatrice” si può
stimare su basi statistiche. Il tempo per
spostare il pezzo e muoversi intorno ad
esso deve essere considerato con attenzione, tenendo presente l’ambiente di
lavoro, i mezzi di sollevamento necessari (e la possibilità di disporne al
momento opportuno), la necessità e la
disponibilità del personale addetto alla
manovra. Questa analisi può frequentemente mostrare la convenienza di costruire posizionatori su cui fissare i pezzi
appena puntati per eseguire le saldature,
con possibilità di spostare il pezzo nelle
varie posizioni mediante un’attrezzatura
indipendente. I posizionatori possono
essere al tempo stesso maschere di montaggio che permettono, anche a un saldatore inesperto del disegno, il montaggio
di parti complesse per le quali si richiede
una grande precisione. In questo modo il
saldatore ha la possibilità di raggiungere
nel lavoro un elevato rendimento per la
diminuzione dei tempi di attesa.
Tempo relativo a ogni passata (b)
Il valore b rappresenta il tempo necessario per la rimozione della scoria e per la
pulizia della passata di saldatura. Questa
frazione del tempo di saldatura dipende
dal tipo di cianfrino e dall’attrezzatura di
cui dispone il saldatore.
La pulizia delle saldature in cianfrino richiede, di regola, più tempo della pulizia
delle saldature d’angolo. Nelle saldature
in cianfrino la pulizia della prima
passata è più difficoltosa della pulizia
delle successive. Comunque è evidente
che, a parità di altre condizioni, il tempo
di saldatura decresce diminuendo il
numero delle passate; ciò significa che
per diminuire l’incidenza di questo
fattore è utile impiegare, dove tecnica-
mente possibile, elettrodi di maggiore
diametro.
Tempo relativo a ogni elettrodo (c)
Il valore c indica la somma del tempo di
fusione di un elettrodo rivestito con il
tempo per cambiare elettrodo e con il
tempo di riposo dell’operatore per elettrodo.
Quest’ultimo elemento è stato riferito al
singolo elettrodo perché è evidente che
l’affaticamento del saldatore è funzione
del numero di elettrodi fusi e quindi i
periodi di riposo sono proporzionali a
questa quantità. Detti periodi di riposo
dipendono inoltre dalla “scomodità”
della posizione di saldatura e dall’ “affaticamento” di singole membra (braccia,
collo, ecc.) o generale che esso provoca.
Lo studio delle corrette “posture” di
lavoro rientra nel campo più generale
della “ergonomia”. Il tempo di fusione
di un elettrodo è funzione della corrente
elettrica di saldatura e del diametro dell’elettrodo stesso: come già precedentemente accennato, esso diminuisce all’aumentare della corrente e aumenta
con il diametro dell’elettrodo rivestito. A
parità di diametro è quindi conveniente
impiegare le correnti più elevate che il
tipo di elettrodo consente. Valori di corrente elevata possono essere utilizzati
solo nella saldatura in piano (o, ove applicabile, in posizione verticale discendente). La saldatura nelle altre posizioni
posizione richiede, per ottenere una corretta realizzazione, corrente di intensità
minore.
Tutte le volte in cui è possibile, è quindi
conveniente saldare in piano per impiegare l’intensità di corrente più elevata
senza arrivare a condizioni limite (riscaldamento eccessivo dell’anima e del rivestimento) che deteriorano le caratteristiche del deposito o diminuiscono la
maneggiabilità dell’elettrodo.
Per quanto riguarda il numero di elettrodi, è evidente la convenienza di impiegare nella costruzione elettrodi del
maggiore diametro compatibilmente con
la manovrabilità e accessibilità a fondo
cianfrino.
Gli elettrodi di maggiore diametro
possono essere usati in posizione solo
con qualche difficoltà e la riduzione
della corrente di saldatura, a causa della
posizione, diminuisce o annulla praticamente ogni vantaggio derivante dal loro
uso.
Ciò conferma quindi che la saldatura in
posizione piana risulta la più economica.
In ogni lavoro di saldatura è utilissimo
uno studio rivolto alla ricerca delle
minime sezioni di saldatura, perché ciò
non solo diminuisce il costo delle saldature, ma diminuisce anche le deformazioni prodotte e quindi i tempi, sempre
notevoli, necessari per eliminarle.
Va comunque tenuto presente che è
errato ridurre le sezioni di saldatura
quando ciò va a scapito dell’accessibilità
e della maneggiabilità degli elettrodi.
Una limitata accessibilità e una scarsa
maneggiabilità significano infatti maggiori difficoltà per il saldatore e pertanto
aumentano il pericolo di difetti operativi. E si tenga presente che le riparazioni dei difetti di saldatura portano
spesso a un incremento di costi molto
elevato.
Calcolo analitico del costo di saldatura
con elettrodi
Come già accenato, il calcolo dei costi
dipende prevalentemente dalle spese per
gli elettrodi e da quelle della manodopera; in aggiunta, è possibile considerare
anche quelle di energia elettrica.
Spese per elettrodi
Occorre determinare il numero di elettrodi necessari, nelle varie qualità e diametri occorrenti; considerando unitario
il rendimento dell’elettrodo, si possono
considerare i valori espressi nella
Tabella III. Per ottenere il numero reale
di elettrodi necessario per apportare 1 kg
di materiale, è necessario dividere il
numero di elettrodi della tabella per il
rendimento effettivo dell’elettrodo particolare. Il numero effettivo totale di elettrodi sarà infine dato dal prodotto del
numero di elettrodi necessari a depositare 1 kg di metallo per la massa totale
da depositare, frazionata secondo i vari
diametri e tipi di elettrodi previsti. Ovviamente il valore del numero di elettrodi indicato nella Tabella III va corretto dividendolo per il rendimento
effettivo di ciascun elettrodo.
Spese di manodopera
Determinato il numero degli elettrodi, si
può calcolare il tempo necessario a fonderli e quindi la spesa di manodopera.
Il tempo medio di fusione per i vari diametri di elettrodi è riportato sempre nella
Tabella III. Come già accennato, tuttavia, il saldatore non salda per tutto il
tempo perché deve compiere anche altri
lavori quali l’asportazione della scoria, il
cambio dell’elettrodo, la regolazione
della corrente, ecc. È pertanto opportuno, quindi, far intervenire un fattore
operativo (o rapporto di intermittenza di
fusione), espresso come rapporto tra il
tempo d’arco acceso e il tempo totale
che, come noto, può variare assai da un
lavoro all’altro e a seconda della posizione della saldatura. A titolo indicativo
può essere considerato che per costruzioni leggere esso oscilla tra il 25 ed il
50% se la fabbricazione è in officina,
mentre in cantiere assume valori tra il 15
ed il 40%; per costruzioni pesanti in officina (eventualmente con aiuto saldatore)
si può arrivare al 40 - 80% mentre in
cantiere non si supera il 40%.
Per preventivi di larga massima si può
ammettere che un saldatore in officina
consumi in media in un’ora (per i diametri più correnti):
• 15÷20 elettrodi di diametro 3.25 mm;
• 13÷18 elettrodi di diametro 4 mm;
• 11÷15 elettrodi di diametro 5 mm.
Spesa di energia elettrica
La spesa di energia elettrica è facilmente
determinata una volta nota la massa
totale del metallo da depositare. Si
hanno infatti, per i moderni posti di saldatura elettrica ad arco e per gli elettrodi
ordinari, i valori seguenti:
• posti individuali a trasformatore
statico o a raddrizzatori: 4÷6 kWh/kg
di metallo depositato;
• posti individuali a trasformatore e
controllo elettronico (inverter): 2÷5
kWh/kg di metallo depositato.
Saldatura con arco
sommerso
Le saldature con questo processo sono
realizzate mediante lo spostamento, comandato da un opportuno meccanismo,
della testa saldatrice lungo la linea della
giunzione (si tratta generalmente di applicazioni automatiche). Varie sono le
realizzazioni di questo spostamento.
La testa saldatrice montata su un carrello
può muoversi lungo un binario parallelamente al giunto (saldature di travi o saldature longitudinali di virole), oppure è
possibile che il pezzo da saldare sia
messo in movimento da un dispositivo
adatto (posizionatore a tavola o a rulli)
che sia in grado di fare scorrere il giunto
sotto la testa saldatrice.
Caratteristica basilare del processo di
saldatura in arco sommerso (e in generale di tutti i procedimenti a filo continuo) è quella di poter impiegare elevate
densità di corrente e quindi di realizzare
elevate velocità di fusione, sia nei confronti del metallo d’apporto sia nei confronti del metallo base.
TABELLA III - Caratteristiche di impiego degli elettrodi.
Massa depositata [g]*
Elettrodo
Numero
per 1 kg di
deposito
Campo di
variazione della
corrente [A]
Diametro
[mm]
Lunghezza
[cm]
Ideale
Escluso lo
scarto
2
350
8.6
6.6
151
50 ÷ 80
Corrente Tempi medi
media in
di fusione
piano [A]
[s]
65
60
2.5
350
13.4
10.3
97
70 ÷ 100
85
65
3.25
450
29.1
23.9
42
90 ÷ 150
125
70
4
450
44.1
36.3
28
120 ÷ 200
170
85
5
450
68.9
56.7
18
160 ÷ 250
210
105
6
450
99.2
81.6
12
200 ÷ 320
260
125
* Rendimento di elettrodo unitario, mozzicone posto pari a 80 mm
L’aumento della velocità di fusione del
metallo d’apporto permette di conseguire forti depositi di materiale nell’unità di tempo, mentre l’elevata velocità
di fusione del materiale base porta come
conseguenza una elevata capacità di penetrazione e un’alta velocità di lavoro.
Di conseguenza il processo è indicato
nell’esecuzione di saldature su medi e
grossi spessori.
Con l’impiego di particolari accorgimenti, consistenti soprattutto nel realizzare un adeguato sostegno al rovescio, il
processo può essere impiegato anche su
spessori abbastanza sottili, consentendo
alte velocità di saldatura, in virtù delle
elevate potenze sviluppate dall’arco. Il
costo al metro di una saldatura è valutabile con gli stessi criteri visti per il processo ad elettrodo rivestito, cioè è la
somma di tre addendi:
• costo del materiale d’apporto e del
flusso,
• costo dell’energia elettrica,
• costo del tempo d’esecuzione.
ll primo addendo si calcola conoscendo
la massa per metro di cordone da depositare, tenendo conto che per depositare
1 kg di cordone sono necessari circa 1 kg
di filo e 1 kg di flusso. Il valore della
massa per metro di cordone del materiale d’apporto può essere determinato
con il metodo descritto nei successivi
paragrafi.
Il costo del materiale d’apporto e del
flusso si ricava quindi moltiplicando il
valore ottenuto per i rispettivi costi
unitari.
Il secondo addendo, di limitata incidenza, si calcola una volta nota la massa
(in chilogrammi) del metallo d’apporto
depositato, moltiplicandola per una costante che vale, di massima, 5 kWh/kg e
quindi per il costo del chilowattora.
Il terzo addendo, infine, è quello di determinazione più complicata; esso può
essere valutato suddividendo secondo il
criterio seguente le operazioni necessarie per l’esecuzione di una giunzione.
• A = tempo di saldatura ad arco acceso
(o meglio, somma dei tempi per l’esecuzione di ogni singola passata, che
possono essere differenti tra loro);
• B = tempo per posizionare il pezzo da
saldare sull’apposita attrezzatura e
per rimuoverlo a saldatura avvenuta;
• C = tempo per posizionare la testa
saldatrice per ogni passata;
• D = cambio del filo e rifornimento del
flusso.
Conseguentemente, il tempo totale per
l’esecuzione di una saldatura può essere
calcolato secondo la relazione:
Tempo di saldatura =
= (A + B + C·P + D) / R
Ove P rappresenta il numero di passate
ed R è un rendimento operativo che tiene
in considerazione i tempi morti.
Nei paragrafi successivi sono descritti i
criteri per la valutazione dei singoli
parametri.
Tempo di saldatura ad arco acceso (A)
e numero delle passate (P)
Per la valutazione del tempo A è necessario conoscere, in base alla tecnica di
saldatura, il rateo di deposito.
Come già visto in precedenza, da
questo si può ricavare il parametro A
in seguito alla valutazione del metallo
da depositare a partire dal volume dei
cianfrini.
Figura 4 - Nomogramma per determinare i tempi di saldatura con processo ad arco soommerso.
Congruentemente, nota la velocità di
saldatura (ad esempio espressa in
mm/min), si può ricavare il quantitativo
di metallo depositato da ogni passata e,
quindi, il numero di passate, in base alla
relazione seguente:
Ove l è la lunghezza della saldatura
(espressa in mm), rd è il rateo di deposito
(espresso in kg/h) e vsald è la velocità di
saldatura (mm/min)*.
In alternativa, può essere utile l’impiego
di un nomogramma, come quello della
Figura 4, strutturato come segue.
• Nel quarto quadrante (in alto a sinistra), le rette a inclinazione variabile
rappresentano, in funzione dei
grammi al minuto depositati dal filo
elettrodo, i grammi di deposito per
metro di saldatura al variare della velocità di avanzamento (centimetri/minuto) della testa saldatrice.
• Nel primo quadrante (in alto a destra)
è riportata la curva rappresentativa
della massa di metallo depositato al
minuto (grammi/minuto) in funzione
della corrente di saldatura (ampere).
Questa curva a rigore dovrebbe essere
caratteristica di un determinato diametro di filo e del tipo di flusso. Si
può peraltro tracciare una curva
media ricavandone i valori da prove
effettuate con diversi diametri di filo
elettrodo e diversi flussi.
• Sul terzo quadrante (in basso a sinistra) sono rappresentati i minuti necessari per ottenere un metro di saldatura in funzione dei grammi
depositati per metro di giunzione al
variare della velocità di deposito del
filo elettrodo (grammi/minuto).
• Il secondo quadrante (in basso a
destra), infine, rappresenta semplicemente, in funzione del tempo per
metro di saldatura (minuti/metro), il
tempo per ottenere n metri di saldatura, corrispondendo ogni retta a un
valore di n.
Pertanto, l’uso del nomogramma può
essere il seguente: si entra nel primo
quadrante con la corrente di saldatura
espressa in ampere, si prosegue verticalmente fino a incontrare la curva, quindi
orizzontalmente fino a determinare il
valore della massa di filo fusa al minuto,
espressa in grammi/minuto. Si prosegue,
sempre orizzontalmente, nel quarto quadrante fino a incontrare la retta corrispondente al valore scelto della velocità
d’avanzamento della testa saldatrice,
espressa in centimetri/minuto, e da tale
punto di intersezione si procede verticalmente verso il basso fino a individuare la
massa del deposito per metro di saldatura, espressa appunto in grammi/metro.
Si continua quindi verticalmente fino a
intersecare la retta caratteristica della velocità di deposito in grammi/minuto (il
cui valore è già stato trovato in corrispondenza del primo asse verticale) nel
terzo quadrante e da tale punto si va orizzontalmente a determinare il tempo, in
minuti, necessario a depositare un metro
di passata. Il secondo quadrante offre la
possibilità di determinare, in minuti o in
centesimi di ora (vi sono infatti due
diverse scale), il tempo necessario a
completare una passata in una saldatura
lunga un certo numero di metri.
Lo stesso nomogramma può essere utile
per ricavare la corrente di saldatura
qualora ci si proponga di riempire un
cianfrino con un certo numero di
passate; in tal caso resta infatti stabilito,
per ogni passata, la massa di materiale
depositato per ogni metro di saldatura
(grammi/metro).
È allora sufficiente entrare nel quarto
quadrante, partendo, nell’asse orizzontale, con questo valore, salire fino a incontrare la retta individuata dalla velocità d’avanzamento scelta, andare
orizzontalmente verso destra fino a incontrare la curva del primo quadrante, e
da tale intersezione scendere a individuare il valore cercato di corrente per la
deposizione delle passate ipotizzate.
Si noti che si può far variare il valore
della corrente, a parità di grammi/metro
depositati, variando la velocità di avanzamento della testa saldatrice. I valori
trovati e assunti, di corrente e di velocità
di avanzamento, devono poi essere verificati nell’ambito delle prove per la certificazione della procedura.
Tempo di posizionamento del
pezzo (B)
Il tempo B per posizionare il pezzo da
saldare sulle apposite attrezzature è un
dato molto importante; esso può essere
addirittura decisivo al fine di stabilire la
convenienza o meno dell’uso della saldatura automatica in arco sommerso. Il
piazzamento del pezzo da saldare sopra
le attrezzature della saldatrice può essere
facile nel caso di pezzi leggeri per i quali
i mezzi di sollevamento sono semplici e
sempre disponibili; può essere invece
molto complicato nel caso di pezzi
pesanti, di forma irregolare, per i quali è
necessario l’uso del carroponte e l’impiego di una squadra di manovra.
Nel secondo caso può presentarsi la convenienza di servire le saldatrici automatiche con mezzi di sollevamento indipendenti e di dotare il reparto di
saldatura di una squadra di manovali,
addetti alle manovre di spostamento dei
pezzi da saldare. L’assenza di questi
mezzi può portare a tempi di attesa così
notevoli da ridurre e annullare la convenienza economica dell’impiego di saldatrici automatiche. D’altra parte è opportuno, nel computo del costo della
saldatura automatica, tenere conto del
costo della squadra di manovra, se
questa serve esclusivamente le saldatrici
automatiche.
La valutazione di questo tempo B è pertanto strettamente connessa con la
forma, le dimensioni e il peso dei pezzi
da saldare e con l’organizzazione dei
reparti di saldatura. Tipicamente, esso
può variare da 10 a 60 min per pezzi per
i quali si richiede l’impiego di gru e da 2
a 4 min per i pezzi che possono essere
spostati a mano.
Tempo di posizionamento della
saldatrice (C)
Il tempo C, per posizionare la testa saldatrice per ogni passata, comprende
queste fasi principali:
1. avvicinare la testa saldatrice,
2. disporre il filo elettrodo nella corretta
posizione rispetto all’asse del giunto,
3. allineare la direzione dello spostamento della saldatrice con la linea di
giunzione,
4. far cadere il flusso, innescare l’arco,
avviare e arrestare la testa saldatrice,
5. allontanare la testa saldatrice.
Il valore del tempo C si aggira sui 4÷6
minuti ma non bisogna dimenticare che
in casi particolari può salire anche notevolmente, specialmente quando le correzioni delle deviazioni durante il percorso
della testa saldatrice devono essere fatte
manualmente dall’operatore.
(*)
Evidentemente, questo approccio non tiene in
considerazione le differenti velocità di saldature
per le passate.
Tempo di rifornimento di filo e di
flusso (D)
Il tempo D necessario per cambiare
matassa di filo e rifornire la tramoggia
della macchina con flusso deve essere
considerato composto di due parti, una
relativa al rifornimento di flusso (D1) ed
una relativa al cambio della matassa di
filo nell’aspo (D2).
Per il tempo D1 si può esaminare la capacità del serbatoio e il tempo che esso
impiega a svuotarsi; supponendo che sia
t 0 il tempo necessario per lo svuotamento, se A è il tempo di saldatura ad
arco acceso, si avrà che per A / t 0 volte
dovrà essere compiuta l’operazione di rifornimento del flusso. Il tempo per rifornire la tramoggia di flusso sia tf (in generale, si aggira attorno ai 3 minuti).
Conseguentemente D1 può essere valutato secondo la relazione seguente:
Per il tempo D 2 si deve calcolare la
massa di metallo d’apporto necessaria
per la realizzazione della giunzione (indicata come G). Se G è la massa di una
matassa di filo e t e il tempo necessario
per la sostituzione di una matassa nell’aspo, si avrà:
Tempi morti e rendimento operativo (R)
I tempi morti e di riposo devono essere
valutati in base a considerazioni statistiche valide nelle condizioni più generali.
Si attribuisce a questo tempo un valore
che va dal 10 al 20% del tempo di saldatura (tempo A).
Naturalmente in condizioni particolari,
per esempio saldatura con forte preriscaldo di pezzi di notevoli dimensioni,
questo tempo deve essere congruamente
aumentato.
Conseguentemente, il rendimento operativo R può assumere valori differenti, variabili generalmente tra 0.8 e 0.9.
Validità dei metodi di
calcolo dei costi
Prima di concludere è opportuno osservare che, per una stessa saldatura, i
valori ricavabili dalla elaborazione analitica, quelli desumibili da un attento uso
dei nomogrammi e quelli effettivi
possono presentare differenze, anche
sensibili, specialmente per spessori
troppo piccoli o troppo grandi. Date le
diverse possibilità di impiego dei processi di saldatura per le varie applicazioni (tubi, lamiere, carpenteria, caldereria, navale, ecc.) e per le diverse officine
non è in genere possibile o utile fornire
tabelle o nomogrammi di validità generale ma ogni officina, a seconda della
sua organizzazione, deve eseguire prove
particolari per la sua produzione allo
scopo di fornire gli elementi base per un
rapido ed efficace calcolo dei tempi
delle diverse operazioni. Va tenuto presente, inoltre, che per certi procedimenti
la preparazione dei lembi può richiedere
tolleranze ristrette con costi addizionali
a quelli delle normali lavorazioni meccaniche. Un’ultima considerazione va fatta
per l’uso di processi speciali: generalmente, nel calcolo dei costi non viene
considerato l’ammortamento delle spese
di investimento nelle apparecchiature di
saldatura che vengono considerate in
spese generali.
Questo criterio può non essere valido nel
caso dei processi più complessi e costosi
(plasma, fascio elettronico, laser) o nel
caso di applicazioni completamente automatizzate o robotizzate ove l’ammortamento del costo delle apparecchiature
non è più generalizzabile sulle varie attività produttive e va preferibilmente considerato nelle applicazioni particolari
che hanno richiesto tali investimenti. Il
calcolo analitico svolto secondo le
formule e i criteri definiti, dunque, presenta imprecisioni dovute al fatto che
conserva le stesse semplici formule risolutive per un ampio campo di parametri
di saldatura; una migliore precisione
può essere ottenuta soltanto se supportata da un’analisi statistica sui dati di
produzione caratteristici di ogni fabbricante.
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European Federation for Welding, Joining and
Cutting is an association comprising one member
organisation for each country of the European Union
and of the European Free Trade Association
(EFTA). Observer organisation status is available
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The Federation was formally established on the 1st
of January 1992.
The EWF Courses' Guidelines cover all professional
levels in welding technology and related areas, such
as Thermal Spraying, Adhesive Bonding, Plastics
Welding and Underwater Welding, leading to
recognised qualifications in 34 countries.
The EWF system is recognised in Europe and
abroad and its adoption outside Europe was
established through an agreement signed between
IIW - International Institute of Welding and EWF for
the development of an international scheme based
on the EWF Training Guidelines and Qualification
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Scienza
e
Tecnica
Ricerca sperimentale per applicazioni della Friction Stir
Welding (FSW) su componenti aeronautici ed automobilistici
Con il concretizzarsi dei programmi di
ricerca sperimentale e sviluppo, finanziati dal Governo Italiano, che prendono
spunto dal bando “INDUSTRIA 2015”
con i progetti di innovazione industriale
“Mobilità Sostenibile - Sistemi di Produzione Flessibile ed Eco-efficienti per
Veicoli su Gomma” finalizzato all’industria automobilistica ed il progetto
“AMERICA - Advanced Materials Technologies for Innovative Composite Aircraft” finalizzato all’industria aeronautica, gli studi sull’applicazione
industriale del processo avanzato Friction Stir Welding (FSW) prenderanno
corpo.
Dal punto di vista prettamente tecnico,
tutte le attività saranno finalizzate allo
studio di fattibilità delle giunzioni tra laminati sottili in titanio e tra laminati
sottili di acciaio ed alluminio mediante
il processo Friction Stir Welding.
Come noto, per queste tipologie di giunzione non esiste una esperienza pregressa consolidata e le problematiche
metallurgiche, fisiche, meccaniche ed
operative che si possono prevedere renderanno sicuramente la sperimentazione
molto complessa ma al tempo stesso
molto stimolante dal punto di vista
scientifico.
In termini del tutto generali le problematiche risiederanno principalmente in:
• l’elevata temperatura di plasticizzazione del metallo, che deve essere
raggiunta mediante attrito;
• la difficoltà di trovare materiali per
l’utensile in grado di resistere al
consumo in condizioni estreme;
• la messa a punto di una geometria ottimale per l’utensile;
• le elevate pressioni da esercitare sull’utensile;
• lo studio e la costruzione delle attrezzature di bloccaggio delle parti da
unire;
• la giusta ed equilibrata distribuzione
del calore tra superficie e spessore
interno;
• lo studio e modellazione dei parametri e della modalità di saldatura;
• il tipo e l’entità del gas e la costruzione delle attrezzature necessarie
per la protezione dei giunti;
• la messa a punto di sistemi in
grado di seguire percorsi non lineari
dell’utensile con assoluto mantenimento della profondità di penetrazione;
• l’influenza delle fasi microstrutturali
e dei composti intermetallici, originati dal processo di saldatura, sulle
caratteristiche meccaniche e di resistenza alla corrosione dei materiali
in servizio;
• la necessità di indagare la possibile
influenza della presenza di trattamenti superficiali dell’acciaio (es. la
zincatura nel caso di applicazioni in
campo automobilistico) sulla qualità
dei giunti;
• lo studio degli effetti di eventuali trattamenti termici post saldatura sulle
proprietà meccaniche e microstrutturali delle giunzioni;
• l’individuazione dei gradi di difettosità delle giunzioni e dei relativi controlli di qualità.
Tutte le sperimentazioni dovranno prevedere la produzione di numerosi talloni
di saldatura e la loro successiva caratterizzazione chimica, fisica e metallurgica
attraverso prove di laboratorio che richiederanno importanti approfondimenti scientifici.
Inoltre, date le applicazioni industriali
a cui tenderanno le sperimentazioni,
sarà necessario condurre le prove
anche su campioni che riproducano
forme e geometrie dei pezzi reali previsti a progetto.
A questo riguardo, la sfida sarà quella
non solo di conciliare l’utilizzo di materiali innovativi con una tecnologia di
saldatura di sicuro avvenire, ma anche
quella di modificare la cultura e la sensibilità tecnica dei progettisti.
Dott. Ing. Alberto Lauro
Vice Segretario Generale IIS
Pubblicazioni IIS - Novità 2008
Metallurgia e saldabilità dell’alluminio
e delle sue leghe
Indice
Capitolo 1. GENERALITÀ.
Capitolo 2. METALLURGIA DELL’ALLUMINIO E DELLE SUE
LEGHE: Generalità; Stati metallurgici di fornitura; Definizioni; Principi di base della designazione; Designazione degli stati metallurgici
di base; Caratteristiche delle leghe di alluminio e loro classificazione; Generalità; Alluminio commercialmente puro; Leghe alluminio manganese; Leghe alluminio silicio; Leghe alluminio magnesio;
Leghe alluminio magnesio silicio; Leghe alluminio zinco magnesio;
Trattamenti termici delle leghe di alluminio; Indurimento per
precipitazione; Solubilizzazione; Overheating;Tempra; Invecchiamento; Precipitazione; Sviluppo dei precipitati nel sistema
Al - Zn – Mg.
Capitolo 3. CARATTERISTICHE MECCANICHE.
Capitolo 4. SALDABILITÀ: Generalità; Processi di saldatura; Saldatura con elettrodo infusibile (TIG); Saldatura con elettrodo fusibile
(MIG); Saldatura friction stir (FSW); Materiali d'apporto; Difettologia.
Appendice 1: ULTERIORI INFORMAZIONI SUGLI STATI DI
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LeggiDecreti
e
Dal Dlgs. 81/2008 il traghetto dalla
“certificazione di sistema” alla conformità legislativa
(salvagente per l’impresa?)
La disciplina applicabile: in breve sequenza temporale si sono succedute due
norme:
• L. 123/07 dell’Agosto 2007
• Dlgs. 81/2008 di Aprile 2008.
Le problematiche considerate, pur afferendo a stesse situazioni da sanzionarsi
hanno una disciplina diversa, proprio in
conseguenza di una riedizione della
prima disposizione; invero la materia
era stata già regolata dalla Legge
123/07 con l’art. 9, che estende l’applicazione delle disposizioni del Dlgs. 8
Giugno 2001 n. 231 ai reati di Omicidio
colposo e di Lesioni colpose gravi o gravissime, allorché i reati siano commessi
con violazione delle norme antinfortunistiche o sulla tutela della salute sul
lavoro.
Veniva introdotta e disciplinata dal detto
articolo 9 la responsabilità amministrativa degli enti nel settore del reato industriale.
Necessità di sintesi non consente se non
di ricordare che l’art. 9 in riferimento al
Dlgs. 231/2001 fornisce la via per
evitare che l’Azienda possa ricadere
nelle sanzioni previste: il rimedio consiste:
A) nell’istituire all’interno dell’azienda
un “modello organizzativo”, di gestione e di controllo tale che garantisca una prevenzione dei potenziali
reati conseguenti all’inosservanza
delle norme sulla sicurezza del lavoro
B) costituire un comitato di controllo e
di vigilanza che sovraintenda realmente all’applicazione del modello
organizzativo che si è data l’azienda.
Nella sostanza, a prescindere da quanto
vien detto infra, la disposizione si
allinea alla disciplina della responsabilità degli enti per reati.
Come è noto da anni, la disciplina generale dei “compliance programs” è
dettata dagli artt. 6 e 7 del Dlgs. 231,
che stabiliscono le condizioni di efficacia dei modelli e la loro rilevanza ai fini
dell’esclusione della responsabilità dell’ente. Il tema, affrontato dall’art. 30 del
Dlgs. 81, è risolto con l’espressione “efficacia esimente”, senza distinguere fra
reati commessi dai vertici apicali e reati
commessi dai dipendenti dell’ente:
quale quindi il ruolo dei modelli di organizzazione? può riferirsi in senso generico ed onnicomprensivo come generale
possibilità di ricaduta virtuosa a beneficio dell’ente?
Contro l’ introvabile risposta ai dubbi
che precedono, è invece di segno
opposto l’aspetto dei “requisiti”: traspare evidentemente dal contesto della
nuova norma che il modello “ideale” è
strettissimo parente del Documento di
valutazione dei rischi (cioè gli articoli
17 e 29 del Dlgs. 81, che ripropongono,
sia pur con modifiche, l’art. 4 dell’abrogata 626/94). Il che è chiaro e certamente commendevole.
La difficoltà cui mi riferisco deriva dal
fatto che il Governo, nel predisporre il
Dlgs. 81, omettendo di considerare che
la soluzione governata dall’art. 9
L. 123/07 è in quanto tale definitiva salva specifica abrogazione, che non
può essere consentita ad una legge delegata, la quale non può che limitarsi a
sviluppare quanto tracciato nella legge
di delega - di fatto ha con suoi articoli
ripreso l’argomento e le fattispecie criminose “disponendo in modo diverso”,
come se fosse stato delegato a fare ciò,
mentre è proprio lo stesso Decreto delegato Dlgs. 81, che allorquando abroga
la legge 123/07 si limita ad alcuni articoli ( 2,3,5,6 e 7) e lascia in vita l’art. 9.
Dal che deriva il dubbio di costituzionalità degli articoli 2, lett. dd), 30, e 300
dello stesso Decreto.
Ometto per brevità i contenuti sostanziali e procedurali degli ultimi citati articoli del testo “delegato” che chiunque
potrà agevolmente approfondire, sulla
lettura del testo di legge;
ma non posso sottacere come un altro
fronte di incertezza si apra, questa volta
per indeterminatezza della norma
novella (art. 30, comma 5), si profili al-
Leggi e Decreti
l’orizzonte, foriera di equivoci e contrasti: l’art. 30 del Decreto, comma 5,
prevede che nella “fase di prima applicazione” abbiano a presumersi conformi al primo comma dello stesso articolo i modelli UNI-INAIL (SGSL) del
2001 e BS OHSAS 1801:2007; la norma
è veramente infelice perché non precisa
se l’impresa, che intenda dotarsi dei
modelli ivi nominati, debba provvedere
entro un termine [sia pur per ora inespresso], o se anche successivamente se
ne possa dotare, anche in epoche successive in futuro e per sempre, purché
sia la “prima volta”.
Ad aggiungere perplessità, sia pur di interpretazione per coordinamento con il
testo del Decreto, vi è da rammentare
che sono state pubblicate le nuove Linee
Guida prodotte da Confindustria in relazione al Dlgs. 231/01: il Ministero della
Giustizia ha approvato questa ultima
versione, rilevante ai fini della sicurezza
del lavoro, per i reati colposi anzidetti.
Il decreto ministeriale reca la data del
DUE Aprile 2008.
Il Dlgs. è del NOVE Aprile 2008, ma
pubblicato in G.U. del 30 Aprile. Il
decreto 81/2008 tace su precedenti o
successivi “modelli organizzativi” che
siano legalmente e quindi efficacemente
adottabili dalle aziende: tuttavia
rimanda (art. 30, comma 5) alle deliberazioni future della Commissione con-
Venezia Lido
21– 22 Maggio 2009
sultiva permanente prevista dall’art. 6
stesso decreto.
Delle nuove Linee Guida Confindustria
sottolineerei:
a) la definizione di soglia concettuale di
accettabilità agli effetti esimenti del
Dlgs. 231, rappresentata dalla condotta (involontaria, non dolosa) violativa del modello organizzativo di
prevenzione, nonostante la puntuale
osservanza degli obblighi di vigilanza;
b) la rispondenza dei sistemi dei
controlli al Codice Etico, struttura
organizzativa, formazione e addestramento, comunicazione e coinvolgimento, gestione operativa, sistema
di monitoraggio della sicurezza (riecheggia il riferimento alle Linee
Guida UNI-INAIL, soprattutto nella
gestione operativa);
ma soprattutto,
c) la chiara ripartizione di compiti intra
aziendali fra le attività dei soggetti
responsabili dei controlli in materia
di salute e sicurezza (leggasi RSPP) e
l’Organismo di Vigilanza: è chiaramente espresso il principio che
l’ODV dovrà avvalersi delle professionalità a tal titolo operanti nell’impresa; ciò comporta l’enunciazione
di due corollari:
- l’esclusione della conferibilità del
ruolo di Organismo di vigilanza
per reati colposi con violazione
delle norme in materia di sicurezza al RSPP;
- l’inesistenza per l’Organismo di
vigilanza di obblighi di controllo
dell’attività, bensì l’esistenza di
doveri di verifica della idoneità e
sufficienza dei modelli organizzativi a prevenire reati.
Un ultimo aggancio al Dlgs. 81 anche
per la “informativa di bilancio” che le
imprese debbono compilare: in concreto, valutazione del rischio - elaborazione dell’apposito documento - designazione del RSPP.
Tale adempimento si ricollega all’art.
2428 C.C. comma 2, con l’informativa dei
rischi dettata dal Dlgs. 32/07 che ha dato
corpo alla Direttiva comunitaria 51/03.
L’art. 2403 C.C. prevede che il collegio
sindacale vigili sull’osservanza della
legge e dello statuto, sul rispetto di corretta amministrazione e in particolare
sull’adeguatezza dell’assetto organizzativo, amministrativo e contabile adottata
dalla società: indubbiamente prescrive
obblighi di vigilanza anche in tema di sicurezza del lavoro.
Il che è motivo di apertura di riflessione
interdisciplinare fra tutte le competenze
che assistono l’attività di impresa.
Avv. Tommaso Limardo
Consulente industriale
giuridico-tecnico
Normativa
Tecnica
Gli Eurocodici
Gli Eurocodici sono norme europee
(EN) emesse dal CEN, su mandato della
Commissione Europea, che forniscono
le regole di calcolo per la progettazione
delle strutture e quelle per la verifica di
conformità dei prodotti strutturali ai requisiti essenziali (resistenza meccanica
e stabilità e sicurezza in caso di incendio) richiesti dalla Direttiva europea
89/106/CEE del 21 Dicembre 1988 rela-
tiva al ravvicinamento delle disposizioni
legislative, regolamentari e amministrative degli Stati Membri concernenti i
prodotti da costruzione (CPD).
Gli Eurocodici sono inizialmente emessi
dal CEN come norme sperimentali
(ENV) per poi essere pubblicati, dopo un
adeguato periodo di prova, come norme
europee definitive (EN).
Nel 2003 il Comitato permanente per le
costruzioni della Commissione europea
ha emesso una “Guidance Paper L” per
l’elaborazione, l’implementazione e l’utilizzo della nuova edizione EN degli Eurocodici dal titolo “Application and use
of Eurocodes”.
Attualmente risultano pubblicati
dall’UNI i seguenti Eurocodici emessi
dal CEN:
• Eurocodice 0 - Criteri generali di
progettazione strutturale
• Eurocodice 1 - Azioni sulle strutture
• Eurocodice 2 - Strutture di calcestruzzo
• Eurocodice 3 - Strutture di acciaio
• Eurocodice 4 - Strutture composte
acciaio-calcestruzzo
• Eurocodice 5 - Strutture di legno
• Eurocodice 6 - Strutture di muratura
• Eurocodice 7 - Geotecnica
• Eurocodice 8 - Sismica
• Eurocodice 9 - Strutture di alluminio
Riportiamo di seguito i titoli delle parti
che costituiscono gli Eurocodici di
maggior interesse per chi opera nel
settore delle strutture saldate.
Eurocodice 0 - Criteri generali di progettazione strutturale
UNI ENV 1990-1: 2001
UNI ENV 1990-2: 2001
UNI ENV 1990-3: 2001
UNI ENV 1990-4: 2001
UNI ENV 1990-5: 2001
UNI ENV 1990-6: 2003
Parte 1: Regole generali e regole per gli edifici
Parte 2: Regole supplementari per componenti e lamiere di spessore sottile formati a freddo
Parte 3: Regole supplementari per gli acciai ad alta resistenza allo snervamento
Parte 4: Regole supplementari per strutture reticolari realizzate con profilati cavi
Parte 5: Regole supplementari per i ponti
Parte 6: Regole supplementari per l’acciaio inossidabile
Eurocodice 1 - Azioni sulle strutture
UNI EN 1991-1-1: 2004
UNI EN 1991-1-2: 2004
UNI EN 1991-1-3: 2004
UNI EN 1991-1-4: 2005
UNI EN 1991-1-5: 2004
UNI EN 1991-1-6: 2005
UNI EN 1991-1-7: 2006
UNI EN 1991-2: 2005
UNI EN 1991-3: 2006
UNI EN 1991-4: 2006
Parte 1-1: Azioni in generale - Pesi per unità di volume, pesi propri e sovraccarichi per gli edifici
Parte 1-2: Azioni in generale - Azioni sulle strutture esposte al fuoco
Parte 1-3: Azioni in generale - Carichi da neve
Parte 1-4: Azioni in generale - Azioni del vento
Parte 1-5: Azioni in generale - Azioni termiche
Parte 1-6: Azioni in generale - Azioni durante la costruzione
Parte 1-7: Azioni in generale - Azioni eccezionali
Parte 2: Carichi da traffico sui ponti
Parte 3: Azioni indotte da gru e da macchinari
Parte 4: Azioni su silos e serbatoi
Normativa Tecnica
Eurocodice 3 - Progettazione delle strutture di acciaio
UNI EN 1993-1-1: 2005
UNI EN 1993-1-2: 2005
UNI EN 1993-1-3: 2007
UNI EN 1993-1-4: 2007
UNI EN 1993-1-5: 2007
UNI EN 1993-1-6: 2007
UNI EN 1993-1-7: 2007
UNI EN 1993-1-8: 2005
UNI EN 1993-1-9: 2005
UNI EN 1993-1-10: 2005
UNI EN 1993-1-11: 2007
UNI EN 1993-1-12: 2007
UNI EN 1993-2: 2007
UNI EN 1993-3-1: 2007
UNI EN 1993-3-2: 2007
UNI EN 1993-4-1: 2007
UNI EN 1993-4-2: 2007
UNI EN 1993-4-3: 2007
UNI EN 1993-5: 2007
UNI EN 1993-6: 2007
Parte 1-1: Regole generali e regole per gli edifici
Parte 1-2: Regole generali - Progettazione strutturale contro l'incendio
Parte 1-3: Regole generali - Regole supplementari per l'impiego dei profilati e delle lamiere sottili piegati a freddo
Parte 1-4: Regole generali - Regole supplementari per acciai inossidabili
Parte 1-5: Regole generali - Elementi strutturali a lastra
Parte 1-6: Regole generali - Resistenza e stabilità delle strutture a guscio
Parte 1-7: Regole generali - Strutture a lastra ortotropa caricate al di fuori del piano
Parte 1-8: Regole generali - Progettazione dei collegamenti
Parte 1-9: Regole generali - Fatica
Parte 1-10: Regole generali - Resilienza del materiale e proprietà attraverso lo spessore
Parte 1-11: Regole generali - Progettazione di strutture con elementi tesi
Parte 1-12: Regole aggiuntive per l'estensione della EN 1993 fino agli acciai di grado S 700
Parte 2: Ponti di acciaio
Parte 3-1:Torri, pali e ciminiere - Torri e pali
Parte 3-2:Torri, pali e ciminiere - Ciminiere
Parte 4-1: Silos
Parte 4-2: Serbatoi
Parte 4-3: Condotte
Parte 5: Pali e palancole
Parte 6: Strutture per apparecchi di sollevamento
Eurocodice 4 - Progettazione delle strutture composte acciaio-calcestruzzo
UNI EN 1994-1-1: 2005
UNI EN 1994-1-2: 2005
UNI EN 1994-2: 2006
Parte 1-1: Regole generali - Regole generali e regole per gli edifici
Parte 1-2: Regole generali - Progettazione strutturale contro l'incendio
Parte 2: Regole generali e regole per i ponti
Eurocodice 8 - Indicazioni progettuali per la resistenza sismica delle strutture
UNI EN 1998-1: 2005
UNI EN 1998-2: 2006
UNI EN 1998-3: 2005
UNI EN 1998-4: 2006
UNI EN 1998-5: 2005
UNI EN 1998-6: 2005
Parte 1: Regole generali, azioni sismiche e regole per gli edifici
Parte 2: Ponti
Parte 3:Valutazione e adeguamento degli edifici
Parte 4: Silos, serbatoi e condotte
Parte 5: Fondazioni, strutture di contenimento ed aspetti geotecnici
Parte 6:Torri, pali e camini
Eurocodice 9 - Progettazione delle strutture di alluminio
UNI EN 1999-1-1: 2007
UNI EN 1999-1-2: 2007
UNI EN 1999-1-3: 2007
UNI EN 1999-1-4: 2007
UNI EN 1999-1-5: 2007
Parte 1-1: Regole strutturali generali
Parte 1-2: Progettazione strutturale contro l'incendio
Parte 1-3: Strutture sottoposte a fatica
Parte 1-4: Lamiere sottili piegate a freddo
Parte 1-5: Strutture a guscio
Dopo il previsto “periodo di coesistenza” con le vigenti norme nazionali,
“ogni preesistente specifica del sistema
normativo che risulti in conflitto con la
norma (europea), e cioè il cui contenuto
copre gli stessi argomenti degli Eurocodici, deve essere abrogata e l’ordinamento nazionale deve essere adattato
per consentire l’uso delle norme
europee”.
Come detto, quindi, anche l’Italia sarà
obbligata ad adottare, in futuro, gli Eurocodici come proprie norme nazionali
che diventeranno pertanto le norme tecniche di riferimento per le costruzioni in
Italia ed in Europa.
Resta ancora però da vedere come si
realizzerà l’obiettivo comunitario a
seguito anche del dibattito sorto dal
confronto tra quanto previsto dagli Eurocodici e le norme tecniche contenute
nel DM 14 Gennaio 2008, “Nuove
Norme Tecniche per le Costruzioni”
pubblicato sulla Gazzetta Ufficiale n. 29
del 4 Febbraio 2008, che sostituisce il
precedente DM 14 Settembre 2005, e
delle sue future applicazioni.
Sono state infatti rilevate fondamentali
differenze che riguardano in particolare
il mantenimento nel DM del metodo
delle tensioni ammissibili mentre invece
la normativa europea prevede quello
degli stati limite.
Tali differenze tra DM ed Eurocodici potranno ostacolare l’entrata in vigore di
questi ultimi come norme cogenti.
Il problema potrebbe essere risolto,
secondo quanto indicato dall’UNI, riservando alla normativa nazionale
cogente il compito di indicare le sole
prescrizioni generali, tese a garantire la
sicurezza delle costruzioni, di formulare
i requisiti essenziali e definire i parametri di determinazione nazionale, e affidando agli Eurocodici il ruolo di normativa tecnica di riferimento.
Geom. Sergio Giorgi (IIS)
Salute,
Sicurezza
e
Ambiente
Dal dover essere al benessere lavorativo
La recente definizione di “salute” del
lavoratore, fornita dal Decreto Legislativo n. 81 del 9.04.2008, ha introdotto
un’importante innovazione nella dottrina giuridica, esplicitando concetti di
benessere in ambito lavorativo che
erano stati potenzialmente esposti, ma
non sviluppati, nelle precedenti normative. Un antecedente è nella “Carta” del
World Health Organization (WHO),
dove si chiarisce che per “health” deve
intendersi “a state of complete psychical, mental and social well-being”,
ponendo, quindi, proprio la stessa
formula ora presente nel D.Lgs.
81/2008. La “Carta di Ottawa” del
1986 aveva affermato la necessità di
rendere il lavoro come un “ambiente favorevole” alla promozione della salute.
Altro accenno alla “salute”completa è
contenuto sia nel Codice Deontologico
dei Medici Italiani, sia in alcuni studi di
Psicologia del Lavoro. A questo proposito ci si domanda perché si sia sempre
rivolta l’attenzione alle conseguenze
disfunzionali di certi ambienti lavorativi
“patogeni”, ricorrendo appunto alla
Medicina del Lavoro quando i danni
siano già tangibili, mentre sarebbe da
sempre stato opportuno prevenire tale
“malessere” alla radice, avvalendosi,
appunto, non soltanto di Medici ma
anche di professionisti della salute
mentale. La figura dello psicologo è purtroppo ancora demonizzata come un
consulente poco affidabile, in quanto
rievoca nell’immaginario collettivo
qualcosa di analitico dell’introspezione,
che non dialoga con la realtà lavorativa.
È su questo stereotipo che dobbiamo
modificare i pregiudizi sociali, troppo
spesso poco informati o addirittura
confusi da pubblicità da rivista. Vorremmo che si comprendesse come è
cambiata la professione psicologica, attraverso un più lungo e severo iter formativo, ma anche attraverso una selezione “sofferta” degli obiettivi concreti
di applicazione. Certamente perdurano,
a scapito della serietà, alcuni territori di
“bottegai” della salute mentale, ove è
ancora possibile inciampare. Ma c’è un
nuovo profilo di consulente psicologico
che lavora sul campo e che studia e progetta benessere alla portata di tutti.
L’ambito della Psicologia del Lavoro
non riguarda soltanto la “selezione del
personale”, come spesso si pensa, ma
soprattutto la prevenzione e la terapia
delle situazioni di malessere lavorativo e
sociale. Non è sufficiente osservare fenomeni come ineluttabili effetti collaterali di una realtà che cambia, integrando le differenze etniche o
promuovendo demagogie di facili assestamenti, quasi aspettando che qualcosa
cambi “senza cambiare” nulla. L’intervento sugli ambienti di lavoro è purtroppo lungo e costoso, ma non per
questo si può evitare: proprio perché il
cambiamento non si ferma bisogna inseguirlo. Non è neppure economico ostacolarlo. C’è necessità di progettare ambienti di lavoro più flessibili e
stimolanti, sebbene la situazione precaria e critica dell’economia mostri il con-
trario. Come dire che siccome non c’è
lavoro per tutti, quelli che rimangono
occupati devono soffrire di più…O comunque devono sentirsi “privilegiati” di
avere un’occupazione retribuita. Allora
stiamo regredendo ad una fase pre-tayloriana…….Al contrario, garantire
qualità e sviluppo al lavoratore è garanzia di capienza per nuove assunzioni.
Ricordo un capitolo significativo di un
testo sociologico di Robert Merton,
“Teoria e struttura sociale” che, pur
essendo datato rispetto ai giorni nostri,
mi aveva colpito molto per un’originale
definizione di un fattore importante, intrinseco alle organizzazioni in genere.
L’autore parla di gruppi militari e di
status, esempi che potremmo usare come
metafore per spiegare meglio un concetto molto sottile, che sta dietro alla
“motivazione” al lavoro e alla evoluzione culturale. Citerò qui brevemente
alcuni passi dell’interessante studio, per
favorire la sintesi: “Il concetto di privazione relativa è particolarmente utile
per valutare il ruolo dell’istruzione in
rapporto alla maggiore o minore soddisfazione procurata da una posizione o
da un impiego, come pure per giudicare
alcuni aspetti dell’atteggiamento favorevole o critico nei riguardi dell’esercito…Con aspirazioni ad un livello più
elevato di quello dei compagni meno
istruiti, l’uomo con un’istruzione superiore aveva maggiormente da perdere, ai
propri occhi e a quelli dei suoi amici, se
non riusciva a raggiungere una determinata posizione nell’esercito. Quindi, se
una meta desiderata non veniva raggiunta, la frustrazione era per lui maggiore.. Il concetto di privazioni e ricompense relative può aiutarci a capire
alcuni dei processi psicologici che sono
importanti in rapporto a questo problema”.
Per tornare al discorso introdotto, è qui
descritta soltanto una delle possibili variabili di disadattamento in ambito lavorativo, che non è certo unica e dominante, ma che pesa sulla giusta
collocazione delle persone all’interno
delle organizzazioni. Sono molto più
varie e numerose le cause di stress
lavoro-correlato che possono generare
sindromi di disadattamento e non è necessario giungere al Disturbo da stress
post-traumatico, per rilevare gravi problemi di salute psicofisica nell’individuo. Anche quello “stillicidio” di malessere quotidiano irrisolto e trascurato
può portare alla crisi. Per quanto riguarda la scienza dell’organizzazione,
da molti anni si è passati dal fulcro della
“produttività” a quello della “qualità”,
fino a giungere ad una equazione tipo
“qualità” + “sicurezza” = produttività
(ovvero meno rischi, meno danni).
Accenni all’importanza delle relazioni
sul lavoro, sia pure con una visione riduttiva e strumentale, sono stati espressi
da alcuni studi meno recenti, magari un
po’ “americaneggianti”. Le dottrine
delle “buone prassi” parlano spesso di
“team working”, di “problem solving”,
di “customer satisfaction”, tecniche che
possiamo comunque apprezzare nel progresso degli ambienti di lavoro, ma che
vanno rivisitate e contestualizzate in
maniera innovativa attraverso l’integrazione dei “tecnici del comportamento”.
Proprio sulla base di questi precedenti e
di altri di natura strettamente giuridica,
era stata sottolineata, già sotto la
vigenza del D.Lgs. n. 626/1994, una tesi
“espansiva” riferibile anche agli aspetti
relazionali della salute.
I nuovi profili di “dover essere” prefigurano profonde conseguenze nella sicurezza aziendale. L’ambiente di lavoro e
il datore di lavoro, come garante della
sicurezza aziendale sul lavoro, non solo
non devono creare le condizioni per l’insorgere di malattie o il verificarsi di infermità, ma devono, in base alla formula
di cui all’art. 2, comma 1, lettera o), difendere e valorizzare, nel lavoro, il capitale umano della persona, creandole un
“humus” idoneo al suo “star bene” nell’ambito lavorativo. Così disponendo, la
cura del lavoratore nei profili di benessere, che prima rappresentava una
scelta discrezionale e avanzata del
datore e della specifica organizzazione
aziendale, praticata dalle strutture più
“illuminate”, diviene ora “dover
essere” giuridico per tutte le realtà di
lavoro e per tutti i datori. Di conseguenza, in materia di “sicurezza sul
lavoro”sorge la necessità di orientare,
in quella “direzione”, l’organizzazione
aziendale e la complessiva azione organizzativa e gestionale. Diviene essenziale una rilettura, alla luce della nuova
nozione giuridica, di buona parte degli
adempimenti previsti nel nuovo provvedimento. Questa è certo una fase cruciale del cambiamento, senza la quale
non sarebbe possibile pervenire ad un
nuovo equilibrio. Per soddisfare questo
“obbligo di benessere”, i poteri direttivo
e disciplinare datoriali devono estendersi, funzionalmente, in modo correlato
all’estesa nozione di salute, prendendo
in considerazione, nella gestione del
rapporto di lavoro, i fattori e le situazioni determinanti il benessere/ malessere sul lavoratore.
Occorre evidenziare che la novità di
grande rilevanza giuridica, ovvero il
porre precisi doveri a carico del datore
di lavoro, in materia di tutela del benessere individuale, può talvolta scontrarsi
con il divieto di indagine datoriale di cui
all’art. 8, Legge n. 300/1970, “Divieto
di indagine sulle opinioni” o su fatti
“non rilevanti ai fini della valutazione
dell’attitudine professionale del lavoratore”, ma che siano rilevanti ai fini del
monitoraggio e della gestione del benessere lavorativo. Vi sono anche implicazioni in materia di trattamento dei dati
personali del lavoratore, con evidenti e
potenziali rischi di illecite intrusioni di
campo dei datori sul piano privato del
lavoratore. La privacy dovrà essere delineata sul confine rispetto alla “funzione” affidata al datore di lavoro,
ovvero “salvaguardia della salute intesa
come benessere pluridimensionale”, e
su questo si valuterà la liceità delle sue
condotte.
Ci si domanda in questo senso come
potrà il datore assolvere tali compiti
privo di supporti competenti o di strumenti adeguati. È possibile ritenere che,
d’ora in poi, oltre alle analisi del clima
collettivo riguardanti il benessere organizzativo, lecitamente realizzabili mediante schede anonime, potranno affiancarsi, con totale rispetto della dignità e
del diritto alla riservatezza, altri artefatti di rilevazione e d’indagine come,
per esempio, colloqui clinici focalizzati
a cogliere il livello di benessere individuale, con l’appoggio di professionisti
“super partes”. Lo psicologo del lavoro
può monitorare la situazione mentale e
relazionale dei dipendenti o dei collaboratori attraverso forme longitudinali di
controllo, ovvero “lungo l’arco di vita
lavorativa” o suggerire tecniche di ottimale gestione delle risorse umane, per
non incorrere in pericolose degenerazioni in “burn out” o “mobbing”. Le
forme di contratto fra il datore di lavoro
e il professionista della salute mentale
sono molteplici, a seconda delle necessità e dell’ampiezza della organizzazione di lavoro, e offrono anche uno
sgravio di competenze, che altrimenti ricadrebbero ancora sulla figura imprenditoriale. Nella pluralità di culture e di
etnie che si trovano oggi integrate è inevitabile che persone diverse, esposte allo
stesso stimolo (poniamo un target), reagiscano in modo anche molto diverso,
sia per quanto riguarda la risposta comportamentale sia per il vissuto psicologico. Ogni individuo non è esposto ad
ogni sollecitazione esterna, come un
compito, in modo passivo ma deve filtrare costantemente tutto ciò che
succede nel suo accadere. Dall’apprendimento di una mansione alla sua interiorizzazione si sviluppa un percorso attraverso l’esperienza pratica che non
esclude affatto l’atteggiamento interiore.
La relazione con i colleghi rende ogni
lavoro terreno d’appartenenza. E c’è
anche un equilibrio, per così dire gerarchico, che si deve formare quasi “naturalmente”, che non può essere forzato o
imposto senza il rispetto di requisiti
logici. I gruppi di lavoro devono funzionare con il rispetto per le singole peculiarità. Spesso non si riesce a tenere
coeso l’impegno perché si travisano
alcune variabili che sembrano irrilevanti, ma che invece sono presupposti
dell’ingranaggio. Dall’analisi di situazioni incidentali, nelle quali l’errore
umano è emerso da un background di
disadattamento socio-ambientale, si è
quindi sviluppato il sillogismo “benessere lavorativo=soddisfazione; soddi-
sfazione=sicurezza; benessere lavorativo = sicurezza”.
Prendersi cura della dimensione
mentale del lavoratore non significa accollarsi una responsabilità troppo
elevata, quasi quella di un genitore che
allevi un figlio. Si parla di “felicità lavorativa” nel senso che la felicità rappresenta anche in termini psicologici:
quando l’oggetto ideale coincide con
l’oggetto reale, semplicemente. E quindi
chiarezza nel “contratto normativo”, ma
anche nel “contratto psicologico”, reciproca adesione al “commitment”,
fiducia, stima, negoziazione. Al di fuori
del lavoro tutto è privacy e questa non
può essere giudicata, se non come
sfondo dell’individuo che incide molto
sulla disposizione d’animo e sul rendimento, ma non può essere manipolata
sul lavoro. Se ne deve tenere conto senza
mostrare di farlo. La dimensione sociale
sul lavoro è una grande porzione di vita
della persona. La salute come”bene da
proteggere” coincide con il benessere
fisico, mentale e sociale. Per quanto riguarda il versante fisico, la dimensione
è stata sempre connaturata alla normativa prevenzionale. L’ergonomia promuove la qualità fisica della vita lavorativa individuale. Non è poi così
innovativa la posizione giuridica della
dimensione “mentale” che aveva colto,
attraverso una valorizzazione della
“norma di chiusura” rappresentata dal
famoso art. 2087, c.c., anche un profilo
psichico del lavoratore.
L’elemento innovativo è certamente il
lato “sociale” della salute che, nella
formula di cui all’art. 2, comma 1,
lettera o), diventa un elemento ulteriore
ed essenziale da perseguire. Così il lavoratore entra nel campo di applicazione
della normativa sulla sicurezza sul
lavoro, come soggetto relazionale, in
quanto essere avente bisogni sociali,
capace o incapace di entrare in rapporto
con gli altri e destinatario di comunicazione razionale e simbolica.
Nella nuova sicurezza sul lavoro il lavoratore è componente di un gruppo
sociale con cui intreccia un dialogo e
dal quale assorbe segnali e messaggi
che influiscono sul livello di benessere. I
colleghi e le altre entità sociali, la struttura organizzativa, i ruoli assegnati e
svolti, i sistemi direzionali e gli stili di
leadership sono alcuni fattori di ordine
sociale che, attraverso l’influenza positiva o negativa sull’equilibrio individuale, rientrano nel campo di analisi e
di “azione” del diritto. Pertanto diventano di “rilevanza giuridica” la buona o
la cattiva qualità delle relazioni tra indi-
vidui e individui, tra individui e gruppi,
all’interno dell’ambiente sociale lavorativo. Questo nuovo profilo interpersonale, regolamentato dalla recente normativa, oltrepassa quella concezione
dominante della sicurezza sul lavoro
basata soprattutto sulla “medicalizzazione” della salute. Da qui scaturiscono
nuove necessità, peraltro ancora non
contemplate né definite dal TU, quali, ad
esempio, di affidare l’ambito della vigilanza a figure competenti professionali
più esperte in materia di relazione e gestione delle potenzialità nelle risorse
umane. Non è corretto rinunciare ad un
restyling così necessario in strutture lavorative che si disgregano dalla propria
mission originaria, non tenendo conto
del soggetto protagonista del lavoro.
Perfino Aristotele aveva capito che
l’uomo “è un animale sociale” e che il
suo equilibrio naturale non può prescindere dal contesto in cui è inserito. Attraverso la gratificazione intrinseca del
vivere nel lavoro, invece del vivere per il
lavoro, l’essere porta sé stesso nella vita
come prodotto della propria capacità e
della propria intelligenza.
Dott.ssa Elena Limardo
Gruppo “PROGRESS”
Psicologa clinica e del lavoro
MACCHINE E IMPIANTI
UNI ha realizzato una nuova Collana di prodotti elettronici relativi al mondo delle Macchine e Impianti.
I nuovi prodotti elettronici UNI - più snelli e mirati nei contenuti e più semplici da usare grazie ad un
nuovo motore di ricerca - sono stati ideati per venire maggiormente incontro ai reali bisogni dei clienti.
Un'offerta più ampia di titoli per meglio rispondere alle esigenze del mercato: è questo il futuro dei
prodotti elettronici UNI.
I prodotti UNI per la Direttiva PED
L'offerta UNI consiste in 7 CD-ROM (acquistabili singolarmente) che forniscono la normativa tecnica
completa a tutti coloro che nell'ambito delle proprie mansioni devono operare nel rispetto della Direttiva
PED 97/23/CE in materia di attrezzature a pressione.
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Recipienti per attrezzature a pressione
Accessori per attrezzature a pressione
Saldatura per attrezzature a pressione
Metalli non ferrosi per attrezzature a pressione
PND per attrezzature a pressione
Tubazioni per attrezzature a pressione
Metalli ferrosi per attrezzature a pressione
97/23/EC
Pressure Equipment Directive
Per informazioni: Tel. 02 70024200 - Fax 02 5515256 - E-mail [email protected]
Dalle
Aziende
Automazione nella manifattura
dell’abbigliamento
Come spesso ricordato, benché l’industria tessile rappresenti forse l’esempio
più antico di industrializzazione nel
senso moderno del termine (il primo cotonificio a Cromford, nel Derbyshire,
UK, è solitamente considerato il primo
esempio di fabbrica nel senso moderno
del termine, le fabbriche tessili del biellese e del bergamasco sono tra i primi
esempi in Italia) il livello di automazione raggiunto in questo settore manifatturiero non è completo.
Il processo produttivo che porta dalle
materie prime ai rotoli di tessuto è già
largamente automatizzato, al contrario,
le fasi produttive che vanno dal taglio
del tessuto alla confezione sono fondamentalmente basate sul lavoro umano,
assistito per lo più da macchine da
cucire concettualmente non dissimili
dalla prima macchina da cucire
moderna brevettata da Singer più di un
secolo or sono.
Gli elevati costi di produzione dovuti al
vasto impiego di manodopera è una
delle principali ragioni della spinta allo
spostamento di questa fase della produzione dai paesi di antica industrializzazione a quelli caratterizzati da un costo
della manodopera, attualmente, relativamente molto basso.
L’ Europa potrà affrontare con successo
la concorrenza dei paesi di recente industrializzazione se saprà, da un lato,
ridurre drasticamente il fabbisogno di
manodopera non qualificata, dall’altro
evolvere verso tecnologie di produzione
più efficienti come ad esempio “la pro-
duzione di massa personalizzata (mass
customization)” mediante il ricorso a
metodologie e tecniche di automazione
flessibili basate sull’uso di robot.
Il progetto di ricerca Leapfrog
(www.leapfrog-eu.org) coordinato da
Euratex, la federazione europea dell’industria Tessile e Abbigliamento, ed a cui
partecipano importanti industrie del
settore insieme a università e centri di
ricerca europei, sta lavorando ad alcuni
obiettivi tra i quali: il miglioramento
del processo manifatturiero dell’abito in
termini di produttività, efficienza,
qualità ed economia; la radicale modifica nel disegno dell’abito che sfrutta
Simulazione di movimentazione del tessuto in
fase di assemblaggio abito uomo.
tecniche di prototipazione virtuale su
manichini digitali che ripropongono il
morfo-tipo del cliente in simulazione dinamica per valutare comfort e vestibilità
dell’abito; la re-ingegnerizzazione del
processo di produzione con ricorso a
sistemi di automazione intelligenti dei
compiti chiave di manipolazione e di assemblaggio dell’abito; la proposta di
nuove tecnologie di irrigidimento delle
paramonture interne.
Tra questi obiettivi è prevista l’automazione parziale delle attività di confezionamento di una giacca formale da uomo,
un caso particolarmente complesso che
evidenzia molte delle sfide che l’ automazione nel settore
comporta. Per l’automazione delle suddette attività si stanno
sviluppando nuovi
sistemi
robotici
veloci, estremamente
riconfigurabili
e
destri, capaci di cooperare e di eseguire
manipolazioni e operazioni anche complesse su soffici parti
in stoffa. Per raggiungere questo ambizioso
obiettivo, nell’ambito
del progetto, attualmente in corso, si sviluppano: dispositivi
metamorfici per la
presa e manipolazione
efficace e robusta di
Dalle Aziende
parti molli, un manichino riconfigurabile in funzione di taglia e morfologia
del cliente e dello stile scelto idoneo a
fornire una sorta di imbastitura del capo
spalla prima della cucitura ed una testa
robotica miniaturizzata di cucitura per il
completamento dell’assemblaggio. Le
nuove risorse messe a punto saranno integrate in un impianto pilota che sarà
ospitato presso la sede di un’importante
azienda europea, leader nel settore dell’abbigliamento uomo di alta fascia.
Per l’applicazione di riferimento alcune
operazioni di maggiore complessità
sono probabilmente troppo sofisticate
per essere, nel prossimo futuro, affidate
esclusivamente ad un sistema robotico
ma possono essere svolte in collaborazione, in modo flessibile, efficace ed efficiente, anche dal punto di vista dei costi,
da persone e robot adottando le tecniche
di cooperazione, in via di sviluppo, abilitanti una automazione antropocentrica
con facile e sicura interazione uomomacchina che può facilitare la radicale
innovazione del processo di produzione
del tessile abbigliamento.
Università degli Studi di Genova
DIMEC - Dipartimento di Meccanica e
Costruzione delle Macchine
Via all’Opera Pia, 15 A - 16145 Genova
Tel. 010 3532842 - Fax 010 3532298
www.dimec.unige.it
Nuovi investimenti ESAB in Italia Acquisizione dello stabilimento
Linkweld di Terni
ESAB Saldatura SpA ha acquisito lo stabilimento Linkweld dedicato alla produzione di fili MAG, già appartenente a
Femi Metal, situato a Terni.
Lo stabilimento ha una capacità produttiva di 16.000 t su tre turni, ed è intenzione di ESAB effettuare ulteriori investimenti per incrementare la capacità
fino a 25.000 t nel 2009.
In controtendenza rispetto alle politiche
di delocalizzazione industriale, ESAB ha
dimostrato grande fiducia nella competitività della produzione locale, con il
miglioramento continuo della qualità e
della produttività, proponendo agli
utenti soluzioni tecnologiche d’avanguardia.
Questa acquisizione permetterà a ESAB
di soddisfare la sempre crescente richie-
sta di filo MAG, utilizzando questo
nuovo flusso produttivo a partire dall’autunno 2008 per tutta l’Europa.
Un team di integrazione avrà cura di
perseguire il programma di riavviamento dello stabilimento, fermo da
qualche tempo, facendo sì che l’integrazione della struttura e dei lavoratori
avvenga rispettando le procedure e gli
standard del gruppo ESAB, nel pieno rispetto della cultura Health & Safety.
ESAB è infatti una delle poche aziende
internazionali ad avere acquisito entrambe le certificazioni globali ISO
14001 e OHSAS 18.001.
ESAB Saldatura SpA ha iniziato la sua
attività in Italia nel 1935, con l’apertura
dello stabilimento di Mesero - Milano,
recentemente potenziato, dove vengono
prodotti oltre 21.000 t/anno di elettrodi
per saldatura manuale basici e rutili,
fili per saldatura semiautomatica
MIG/MAG e fili per saldatura automatica ad arco sommerso.
ESAB Saldatura SpA
Via Mattei, 24 - 20010 Mesero (MI)
Tel. 02 979681 - Fax 02 97289300
www.esab.it
MECFORPACK 2008
Meccanica di precisione, Materiali innovativi, Engineering & Tecnologie,
Elettronica, Componentistica per Macchine Automatiche e Sistemi di Confezionamento
Conclusa con successo la prima edizione
La prima edizione ha saputo mostrarsi
al proprio pubblico come una macchina
già perfettamente rodata. Un salone
giovane e altamente specializzato, caratterizzato da una particolare vocazione all’innovazione. Lo dimostrano i
pareri positivi, riscossi tanto tra gli
espositori che tra i visitatori. E soprattutto lo dimostrano i numeri.
Sono stati 2011 i tecnici, i progettisti e i
consulenti di aziende costruttrici e studi
di progettazione di macchine e sistemi
per il confezionamento che tra il 5 e il 6
Giugno scorsi hanno raggiunto il quartiere fieristico bolognese per prendere
parte a MECFORPACK; visitatori altamente qualificati che in fiera hanno
avuto l’opportunità di conoscere le
nuove tecnologie e le soluzioni d’avanguardia per il settore del packaging proposte dai 108 espositori (per un totale di
217 marchi espositivi).
Innovazioni che hanno riguardato tanto
le lavorazioni meccaniche di precisione
quanto l’elettronica, l’engineering, le
tecnologie, i materiali e la componentistica di settore.
Il rilievo dato alla cultura di settore
Tra i principali fattori che hanno decretato il successo della manifestazione, va
sicuramente annoverato il peso riservato dagli organizzatori alla sezione
convegnistica.
Le cinque macro-aree di interesse in
base alle quali sono stati declinati gli incontri - meccanica, materiali, componentistica, elettronica, engineering e
tecnologia - hanno infatti permesso di
intercettare le più disparate esigenze
culturali del comparto.
Anche in questo caso sono tutte di segno
“più” le valutazioni degli esperti di
settore raccolte nei due giorni di incontri. Sia per la qualità degli approfondimenti proposti che per la loro quantità.
Tra le tematiche maggiormente apprezzate vanno annoverate: il risparmio
energetico e l’efficienza degli organi di
trasmissione meccanici; i materiali innovativi; i particolari rapporti tra simulazione virtuale, sviluppo di software e
automazione industriale. Così come la
riduzione dell’impatto ambientale e la
progettazione integrata.
Già all’opera per la nuova edizione di
MECFORPACK
Dato il successo della prima manifestazione, gli organizzatori sono già al
lavoro per la seconda. L’obiettivo è consolidare il risultato ottenuto, facendo di
Dalle Aziende
MECFORPACK la piazza d’incontro
privilegiata per i protagonisti della subfornitura destinata agli OEM del packaging.
Una fiera che coniughi l’alta specializzazione con la cultura e l’innovazione
del comparto.
BolognaFiere - Segreteria Organizzativa
Mecforpack
Viale della Fiera, 20 - 40127 Bologna
Tel. 051 282399 - Fax 051 6374014
www.mecforpack.it
Energia per i robot di saldatura La periferica per robot con braccio
di processo
I robot con braccio di processo o ad
albero cavo sono il futuro della saldatura ad arco voltaico. Per lo meno è
quanto si aspettano gli esperti in automazione robotica per applicazioni nella
costruzione di macchine e nell’impiantistica, nonché nell’industria automobilistica e relativo indotto. Lo confermano il
fulmineo diffondersi dei leggeri e rapidi
robot con braccio di processo e lo sviluppo del mercato. Oltre alla pluralità di
vantaggi offerti da questa nuova generazione di robot, risultano determinanti
per i risultati di saldatura i processi e
l’attrezzatura per la saldatura. Ciò riguarda innanzitutto il flusso energetico
nel fascio cavi, il carrello traina filo, la
trasformazione di energia nella torcia e i
componenti di processo. Fronius segna
in questo ambito punti decisivi grazie al
suo pacchetto di sistema perfezionato
con periferica con braccio di processo,
sviluppato insieme ai produttori leader
di robot.
Il nuovo pacchetto di sistema o le sue
varianti sono concepiti per la combinazione tra robot comuni con braccio di
processo e i comprovati sistemi di saldatura TransPulsSynergic. Per gli utenti
ciò risulta particolarmente significativo
in quanto la famiglia TransPulsSynergic, grazie alle eccezionali caratteristiche di saldatura, detiene la maggior
parte delle quote di mercato e vanta
quindi la più intensa diffusione tra i
robot. I pacchetti di sistema offrono all’utente vantaggi peculiari come programmazione dei robot più economica,
semplice e sicura, ridotto carico dei
robot e quindi maggiore accelerazione
nonché tempi operativi più brevi e maggiore durata dei fasci cavi interni, protetti e attraversati dal mezzo. Dato che il
bordo di disturbo del fascio cavi ora è
definito, l’operatore può programmare il
ciclo di lavoro anche offline. Inoltre la
periferica con braccio di processo
aumenta l’accessibilità e la possibilità
di movimento del robot e consente celle
di saldatura più compatte. Aumenta così
anche la produttività dei processi lavorativi. Tirando le somme, il pacchetto di
sistema incrementa sostanzialmente la
sicurezza di processo e la produttività,
abbatte i costi e rende prevedibile la
durata dei pezzi soggetti a usura.
L’utente può scegliere il suo pacchetto di
sistema in base al tipo di robot, all’operazione di saldatura e alle altre sue esigenze specifiche. Può scegliere tra
sistemi raffreddati a gas o ad acqua e tra
gamme di corrente di saldatura rispettivamente fino a 320 o 500 ampere. Le
unità di carrelli traina filo sono a
comando analogico o digitale. Le torce
Robacta al momento sono disponibili
per il sistema Push. L’intera attrezzatura
per saldatura proposta da Fronius, di
concezione tradizionale dal generatore
all’ugello della torcia, offre all’utente
una soluzione affidabile e senza problemi d’interfaccia.
FRONIUS
Via Monte Pasubio, 137 - 36010 Zanè (VI)
Tel. 0445 804444 / 0362 545564
Fax 0445 804400
www.fronius.com
Dal Progetto all’Oggetto: design,
funzionalità ed economicità
Eurostampi 2009, a Parma dal 19 al 21
Marzo 2009
Sulla scia del forte consenso suscitato
nel corso di questi anni torna anche per
la prossima edizione di MECSPE, la
fiera internazionale della meccanica
specializzata che si terrà a Parma dal 19
al 21 Marzo 2009, l’Unità Dimostrativa
“Dal Progetto all’Oggetto”, il tradizionale e atteso appuntamento ospitato all’interno del Salone Eurostampi per far
incontrare design, innovazione e tecnologia.
Un evento di primo piano in cui gli
aspetti tecnici legati alla produzione
sposano le istanze estetiche del design
più innovativo per la realizzazione, direttamente in fiera con macchine in funzione e sotto gli occhi dei visitatori, di
un prodotto di uso comune come l’oggetto scelto per la nuova Unità Dimostrativa: una “molletta”.
Il grande merito dell’iniziativa sta
proprio nella capacità di coinvolgere
tanto gli espositori, che parteciperanno
attivamente all’intero ciclo di realizzazione dell’oggetto, dalla fase di progettazione a quella di produzione, quanto i
visitatori, che avranno la possibilità di
assistere direttamente a tutte le fasi di
creazione.
Un’occasione unica per verificare come,
dietro alla realizzazione anche del manufatto apparentemente più semplice, ci
sia un processo e quindi una filiera produttiva con le sue complessità e articolazioni.
Quest’anno “la sfida” lanciata dagli organizzatori riguarda la semplificazione
delle fasi di realizzazione dello stampo e
dello stampaggio di una molletta, progettata e disegnata per essere al contempo gradevole nel design, funzionale
nell’uso ed economica nella produzione.
La molletta sarà infatti “creata” ex novo
in monomateriale plastico (resina acetalica) per stampaggio a iniezione tramite
uno stampo a doppia estrazione, ed avrà
una forte resistenza all’usura e alla corrosione.
L’appuntamento con l’Unità Dimostrativa risulta quindi di particolare importanza per le piccole e medie imprese
(Pmi), che in Italia costituiscono circa il
70% della produzione di beni e servizi, e
che generalmente non dispongono di
sufficienti risorse per investire in R&S.
Dalle Aziende
Aziende che possono individuare direttamente in fiera, dal vivo, i processi più
idonei a migliorare la produttività dell’impresa, al fine di conseguire e mantenere una posizione di competitività sul
mercato nazionale ed internazionale.
“È sempre possibile migliorare il processo che porta alla realizzazione di un
oggetto sia per quanto riguarda la sua
resa estetica sia per quanto concerne le
tecniche di produzione e le possibili economie da raggiungere: solo con l’innovazione e un’attenta progettazione possiamo infatti pensare di rendere le nostre
creazioni competitive anche verso gli
oggetti a basso costo prodotti all’estero
e venduti sul nostro mercato - dichiara
Emilio Bianchi, Direttore di Senaf.
Inoltre, l’Unità Dimostrativa, insieme
alle Isole di Lavorazione, assolvono
anche all’importante compito di promuovere il trasferimento tecnologico
che, a prescindere dall’oggetto prodotto,
può fornire indicazioni sulle soluzioni
adatte a migliorare l’efficienza produttiva di ogni azienda”.
Come da tradizione, le mollette prodotte
durante la Fiera saranno distribuite
come omaggio ai visitatori insieme a un
elegante contenitore, realizzato a partire
dall’idea di un giovane designer dell’istituto artistico “Lucio Fontana” di Rho,
che consentirà di evidenziare la complessità della lavorazione dello stampo:
per la prima volta infatti un particolare
significativo dello stampo sarà lavorato
direttamente all’interno dell’Unità Dimostrativa su un centro di lavoro a 5
assi di ultimissima generazione.
Come sempre saranno numerosi i
partner che parteciperanno alla cordata
di fornitori del progetto e ognuno
metterà a disposizione macchine, attrezzature, informatica e know-how allo
stato dell’arte.
Accanto alla storica iniziativa “Dal
Progetto all’Oggetto”, torneranno
anche le “Isole di Lavorazione”, che
saranno quasi raddoppiate nel numero
rispetto alle 22 presenti nel 2008. Anche
qui tutti i visitatori potranno vedere le
macchine in esposizione in una situazione dinamica e in un contesto reso realistico dall’organizzazione degli spazi
che, allestiti come vere e proprie filiere
produttive, offriranno alle aziende
partner la possibilità di sviluppare “in
real time” un manufatto.
Una scelta che ribadisce come MECSPE
sia oltre ad “una vetrina espositrice”
anche e soprattutto una vera e propria
“fonte” della conoscenza e di “idee”,
dove i diversi operatori del comparto
della meccanica possono scambiare
know-how e soluzioni per generare
nuove opportunità di business e proficue
sinergie di sviluppo.
I saloni di MECSPE: ben sette sono i
saloni che si terranno in contemporanea, rappresentanti ognuno i diversi
comparti dell’industria manifatturiera:
MECSPE - la città della meccanica specializzata -; Eurostampi e PlastixExpo il mondo degli stampi e dello stampaggio -; Subfornitura - la più grande fiera
italiana per le lavorazioni in conto terzi
-; Motek Italy - automazione, robotica e
trasmissioni di potenza -; Control Italy metrologia e qualità -; Trattamenti e Finiture - macchine, impianti, prodotti e
accessori per il trattamento e la finitura
delle superfici.
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Hypertherm presenta il sistema di
taglio plasma portatile più versatile
al mondo, in grado di tagliare in
produzione spessori fino a 19 mm
Powermax45® offre alte prestazioni in
un formato portatile
Hypertherm, leader mondiale nella tecnologia di taglio
plasma dei metalli,
lancia il Powermax45®, il sistema di
taglio e scriccatura
più versatile e più
portatile al mondo, in
grado di tagliare in
produzione spessori
fino a 19 mm e di separare lamiere con
spessore fino a 25
mm. Powermax45 ® è
un sistema monogas
(aria o ossigeno) progettato per applicazioni
di
taglio
manuale o meccanizzato. Gli utenti potranno trarre beneficio dalla facilità
d’uso del sistema -
che pesa solo 15.8 kg! -, dall’eccellente
qualità di taglio e dalla lunga durata dei
consumabili, che mantiene alta la produttività con bassi costi di gestione.
Inoltre, grazie alle ottime prestazioni
anche in caso di alimentazione con generatore a motore, il Powermax45® offre
la versatilità di potersi spostare dall’officina all’esterno e viceversa.
Anche se il Powermax45® ha la potenza
sufficiente per tagliare facilmente,
quando necessario, spessori maggiori, il
costruttore lo consiglia in particolare
per gli utenti che, nell’80% dei casi, si
trovano a tagliare lamiere con spessore
fino a 12 mm. Il sistema è ideale per le
applicazioni di taglio e scriccatura in
molti settori, tra cui il taglio delle canalizzazioni d’aria per ventilazione ed aria
condizionata, la costruzione di camion e
rimorchi ed anche la manutenzione di
stabilimenti ed attrezzature in genere,
nel settore industriale o agricolo.
Grazie alla tecnologia brevettata ed all’alta efficienza energetica, il sistema
offre prestazioni costanti anche in condizioni di bassa tensione di alimentazione
o quando alimentato tramite un motogeneratore. Questa caratteristica - unita al
peso contenuto in 15.8 kg - aumenta la
versatilità del Powermax45 ® che può
essere usato in diversi luoghi. La disponibilità della configurazione monofase
lo rende particolarmente utile in alcuni
mercati. Inoltre, esso è progettato con
un’interfaccia CNC integrata ed un partitore di tensione 50:1 che lo rendono
un’ottima soluzione per le applicazioni
Dalle Aziende
di taglio meccanizzato delle canalizzazioni d’aria e di altri prodotti con spessore fino a 10 mm, spessore che riesce a
sfondare facilmente.
Il sistema è anche facile da usare. La
tecnologia di taglio trascinato brevettata
ed i comandi semplici consentono a
qualsiasi operatore di prendere immediatamente confidenza con il Powermax45 ®. La macchina è equipaggiata
con il sistema di sgancio della torcia più
semplice e rapido del settore che consente di passare facilmente da applicazioni manuali ad applicazioni di taglio
meccanizzato. Inoltre, contrariamente ai
sistemi di ossitaglio, il Powermax45 ®
non richiede alcun preriscaldamento del
pezzo né alcuna regolazione di gas infiammabili. Le velocità di taglio maggiori e la migliore qualità di taglio del
Powermax45®, che comporta meno operazioni di finitura secondarie rispetto all’ossitaglio, aumentano sensibilmente la
produttività.
La corrente di taglio di 45 A ed il ciclo di
lavoro del 50% confermano che il
sistema è stato progettato per un vero e
proprio utilizzo industriale.
La velocità di taglio, la qualità di taglio
e le prestazioni affidabili del Powermax45®, combinati con i consumabili a
lunga durata, mantengono bassi i costi
di gestione. L’unità si aggiunge alla famiglia Hypertherm Powermax di sistemi
plasma per il taglio e la scriccatura,
manuali o su macchina, monogas, dei
metalli con spessori fino a 38 mm. La
linea di prodotti Powermax integra le
tecnologie della torcia e del generatore
leader del settore ed offre alte prestazioni, alta produttività ed un’affidabilità
eccezionale con bassi costi di gestione.
Per maggiori informazioni sulle funzioni
ed i vantaggi del Powermax45®, visitate
il sito web: www.powerfulplasma.com
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mento industriale ad irraggiamento e da
alcuni anni sta trasferendo, con successo, le notevoli competenze verso la
produzione di riscaldatori ed emettitori
ad irraggiamento per forni alimentari,
di asciugatura e cottura vernici, tunnel
di lavaggio e fosfosgrassaggio.
Attenta al risparmio energetico e per
completare la sua gamma di prodotti per
il settore industriale la Fraccaro
propone anche le BARRIERE AD ARIA
che consentono di risparmiare energia
specialmente dove i portoni rimangono
spesso aperti per il carico e lo scarico
dei camion.
Ad ogni apertura di un portone la temperatura scende di diversi gradi all’interno del locale con conseguenze negative sui consumi del riscaldamento e sul
comfort delle persone. Le barriere
d’aria DEFENDER bloccano l’entrata
d’ aria fredda e così limitano gli sbalzi
termici e permettono di ridurre al
massimo le dispersioni termiche assicurando un ambiente lavorativo sano.
Fraccaro Officine Termotecniche s.r.l.
Via Sile, 32 Z.I.
31033 Castelfranco Veneto (TV)
Tel. 0423 721003 - Fax 0423 493223
www.fraccaro.it
Nuova gamma di generatori per
taglio al plasma della Thermal
Dynamics
Thermadyne presenta la nuova, innovativa Serie TRUE dei generatori CUTMASTER THERMAL DYNAMICS; questa
nuova gamma si compone di 6 generatori con corrente di taglio da 30 a
120 ampere per tagli di qualità da 10 a
40 mm.
Cutmaster 10
Cutmaster 12
Cutmaster 20
Cutmaster 25
Cutmaster 35
Cutmaster 40
La nuova serie TRUE™ è stata progettata con la filosofia del taglio di qualità
raccomandato, ovvero rispondente alla
effettiva vera (TRUE) capacità di taglio
ottenuta con la migliore qualità ed alla
massima velocità di esecuzione. La serie
TRUE, inoltre, dispone di un ulteriore
20-25% di capacità di taglio aggiuntiva,
utilizzabile ad una velocità leggermente
inferiore per gli spessori maggiori. La
potenza disponibile per i tagli di “separazione” offre una capacità fino al 60%
superiore rispetto al taglio proposto con
filosofia TRUE.
Il peso e le dimensioni dei generatori
della serie TRUE sono stati drasticamente ridotti, un fattore che facilita notevolmente l’operatore nella movimentazione e nel trasporto del sistema di
taglio.
Tutti i nuovi generatori hanno un pannello frontale a LED controllato a microprocessore per una diagnostica semplificata.
Sul nuovo pannello frontale, oltre ai vari
collegamenti, si effettuano tutte le regolazioni di taglio inclusa la taratura della
pressione di esercizio, rendendo molto
più semplice e confortevole l’utilizzo
dell’impianto.
Tutti i generatori CUTMASTER della
serie TRUE montano la torcia 1Torch®
con consumabili brevettati. L’esclusivo
sistema ad innesto rapido ATC offre la
possibilità di estendere il cavo torcia
fino a 30 metri.
Con la serie TRUE è stato sviluppato un
nuovo ugello da 60 ampere, unico nel
suo genere, che permette il taglio a contatto della lamiera per spessori fino a
6 mm, garantendo maggior qualità,
solco (kerf) ridotto, maggior velocità,
minor effetto termico e maggior visibilità della zona di taglio.
I generatori CUTMASTER della serie
TRUE sono stati rigorosamente testati
Nuove barriere d’aria per
capannoni industriali
Fraccaro è leader europeo nella produzione di apparecchiature per il riscalda-
Dalle Aziende
per durare nel tempo e sono tutti dotati
di un robusto roll-bar di protezione. La
garanzia copre il generatore per 3 anni e
la 1Torch® per 1 anno.
Thermadyne Italia Srl
Via Bolsena, 7
20098 San Giuliano Milanese (MI)
Tel. 02 9880320 - Fax 02 98281773
www.thermadyne.com
GF 20 AVM: la potente soluzione
per il taglio e la smussatura di
tubi con diametro da 383 mm
a 508 mm
Il principio di funzionamento della
nuova GF 20 AVM per il taglio e la smussatura di tubi in acciaio inox, al carbonio e non legato si basa come sempre sul
comprovato e unico sistema di taglio orbitale. Con la GF 20 AVM è possibile tagliare tubi con diametro da 283 mm a
508 mm e spessore fino a 15 mm. A
seconda dell’ovalizzazione del tubo, è
possibile anche smussarne le estremità.
La nuova GF 20 AVM si contraddistingue per numerosi nuovi dettagli:
• Tagli perpendicolari con processo di
taglio a freddo.
• Il sistema di avanzamento motorizzato AVM con il processo di immersione automatico aumenta la durata
della lama, ottimizza i risultati del
taglio e porta al massimo produttività
e convenienza.
• Il nuovo motore con numero di giri ottimizzato specifico per acciaio inox e
materiali a elevate prestazioni senza
ulteriori modifiche alla macchina.
• Banco di sollevamento regolabile in
altezza e molto robusto con serbatoi
di accumulo trucioli inclusi.
• Impugnatura ergonomica per una posizione di lavoro più sicura.
• Cavo di alimentazione con accoppiamento a vite rapido per una sostituzione facile e comoda del cavo di
rete.
• Sistema di raffreddamento continuo
per una durata superiore della lama e
una finitura superficiale del tubo di
elevata qualità (opzionale).
• Ganasce in alluminio specifiche per
la lavorazione di tubi di piccolo spessore (opzionali).
I campi di applicazione della GF 20
AVM nel settore dell’impiantistica sono
molteplici e spaziano dal settore farmaceutico, chimico, alimentare e delle
bevande, alla costruzione di centrali
elettriche fino alla
costruzione
navale.
La serie di tagliatubi di Orbitalum
Tools, ex Georg
Fischer Rohrverbindungstechnik,
affermata da 40
anni e molto
amata dal pubblico, ha fin da
subito imposto lo
standard nella lavorazione industriale dei tubi ed
è stata costantemente migliorata
fino a dar vita, nel
2008, alla nuova serie GF con un nuovo
design e tante funzioni innovative.
Orbitalum Tools GmbH
Freibühlstrasse, 19
78224 Singen (Germany)
Tel. +49 (0)7731 792755
Fax +49 (0)7731 792566
www.orbitalum.com
Guida gratuita all’inertizzazione
della saldatura
Data la natura sempre più sofisticata dei
materiali ed essendo gli standard qualitativi sempre più elevati, la necessità di
eliminare l’ossigeno durante i processi
di saldatura con acciaio inossidabile,
titanio e leghe esotiche sta diventando
sempre più importante.
Tutte le industrie casearie, alimentari,
dell’acqua distillata, dei semi conduttori, del GNL, aerospaziali e di altri
settori simili concordano nel ribadire
che i processi di saldatura devono avvenire in assenza di ossigeno.
La Huntingdon Fusion Techniques
Limited ha redatto una “Guida all’inertizzazione della saldatura” per aiutare
tutti gli addetti alla saldatura, nonché il
personale del controllo qualità e del managament a capire cosa comporta l’inertizzazione della saldatura e come
eseguire questo processo nel modo più
economico possibile e più efficace dal
punto di vista tecnico.
Potete ricevere gratuitamente la guida
contattando:
Huntingdon Fusion Techniques Limited
Stukeley Meadow - Burry Port
Carmarthenshire
SA16 0BU (United Kingdom)
Tel. +44 (0) 1 554 836836
Fax +44 (0) 1 554 836837
www.huntingdonfusion.com
La saldatura nei francobolli
Robot di saldatura
(Welding robots)
Italia 1983
Svezia 1984
Germania (DDR) 1987
Centro Fiera del Garda
Montichiari, Brescia
2 - 4 Aprile 2009
Organizzata da
ADExpo Srl
Sede commerciale ed amministrativa:
Via Brescia 117 - 25018 Montichiari, Brescia
Tel. 030 9981045 - Fax 030 9981055 - [email protected]
Sede legale: Viale della Mercanzia 142, Bl 2B, Gall. B - 40050 Funo Centergross, Bologna
In collaborazione con: Edimet Spa
w w w . a l u m o t i v e . i t
Mostra Internazionale della Componentistica,
della Subfornitura e delle Soluzioni Innovative in Alluminio,
Metalli e Materiali Tecnologici per l’Industria dei Trasporti
Notiziario
Letteratura Tecnica
Steel Designers’ Manual
Davison B. e Owens G.W., Oxford (Inghilterra) 2005, 244 x 172 mm, 1368
pagine, ISBN-9781405134125, € 67.50
Questo volume
rappresenta, in
campo internazionale, l’opera più
significativa sullo
stato dell’arte nel
settore della progettazione delle
strutture
in
acciaio.
Risultato di un
lungo lavoro di collaborazione tra progettisti e ricercatori di fama mondiale,
questa sesta edizione, completamente
aggiornata e rielaborata, esamina tutti i
fattori che influenzano la progettazione e
la costruzione di singoli elementi costruttivi quali colonne, travi ed altri e
dedica ampio spazio all’analisi di strutture più complesse come ponti ed altre
nel settore delle costruzioni civili.
Gli argomenti trattati dal volume comprendono: il comportamento metallurgico e meccanico dei materiali, il comportamento e la progettazione di elementi
semplici e complessi, i diversi metodi di
giunzione, il comportamento dinamico,
la progettazione di diverse forme di strutture ed i problemi costruttivi.
Il volume non è solamente un’opera di riferimento per specialisti, ma soprattutto
un testo di consultazione e di pratica
utilità per tutti coloro che si occupano di
progettazione e di tecniche di costruzione
nel campo delle strutture in acciaio.
Blackwell Publishing Ltd., 9600 Garsington Road, Oxford OX4 2DQ (Inghilterra).
Telefax +44 (0)1865 714591
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UNI EN 754-5 - Alluminio e leghe di alluminio - Barre e tubi trafilati a freddo Parte 5: Barre rettangolari, tolleranze dimensionali e di forma (2008).
UNI EN 754-6 - Alluminio e leghe di alluminio - Barre e tubi trafilati a freddo Parte 6: Barre esagonali, tolleranze dimensionali e di forma (2008).
UNI EN 754-7 - Alluminio e leghe di alluminio - Barre e tubi trafilati a freddo Parte 7: Tubi senza saldatura, tolleranze
dimensionali e di forma (2008).
Italia
UNI EN 754-8 - Alluminio e leghe di alluminio - Barre e tubi trafilati a freddo Parte 8: Tubi estrusi con filiera a ponte,
tolleranze dimensionali e di forma
(2008).
UNI EN 754-1 - Alluminio e leghe di alluminio - Barre e tubi trafilati a freddo Parte 1: Condizioni tecniche di controllo
e fornitura (2008).
UNI EN 755-1 - Alluminio e leghe di alluminio - Barre, tubi e profilati estrusi Parte 1: Condizioni tecniche di controllo
e di fornitura (2008).
UNI EN 754-2 - Alluminio e leghe di alluminio - Barre e tubi trafilati a freddo Parte 2: Caratteristiche meccaniche
(2008).
UNI EN 755-2 - Alluminio e leghe di alluminio - Barre, tubi e profilati estrusi Parte 2: Caratteristiche meccaniche
(2008).
UNI EN 754-3 - Alluminio e leghe di alluminio - Barre e tubi trafilati a freddo Parte 3: Barre tonde, tolleranze dimensionali e di forma (2008).
UNI EN 755-3 - Alluminio e leghe di alluminio - Barre, tubi e profilati estrusi Parte 3: Barre tonde, tolleranze dimensionali e di forma (2008).
UNI EN 754-4 - Alluminio e leghe di alluminio - Barre e tubi trafilati a freddo Parte 4: Barre quadre, tolleranze dimensionali e di forma (2008).
UNI EN 755-4 - Alluminio e leghe di alluminio - Barre, tubi e profilati estrusi Parte 4: Barre quadre, tolleranze dimensionali e di forma (2008).
Codici e Norme
Norme nazionali
Notiziario
UNI EN 755-5 - Alluminio e leghe di alluminio - Barre, tubi e profilati estrusi Parte 5: Barre rettangolari, tolleranze dimensionali e di forma (2008).
UNI EN 10277-2 - Prodotti di acciaio
finiti a freddo - Condizioni tecniche di
fornitura - Parte 2: Acciaio per impieghi
generali (2008).
UNI EN 755-6 - Alluminio e leghe di alluminio - Barre, tubi e profilati estrusi Parte 6: Barre esagonali, tolleranze dimensionali e di forma (2008).
fornitura - Parte 3: Acciai per lavorazioni
meccaniche ad alta velocità (2008).
UNI EN 755-7 - Alluminio e leghe di alluminio - Barre, tubi e profilati estrusi Parte 7: Tubi senza saldatura, tolleranze
dimensionali e di forma (2008).
fornitura - Parte 4: Acciai da cementazione (2008).
UNI EN 755-8 - Alluminio e leghe di alluminio - Barre, tubi e profilati estrusi Parte 8: Tubi estrusi con filiera a ponte,
tolleranze dimensionali e di forma
(2008).
UNI EN 755-9 - Alluminio e leghe di alluminio - Barre, tubi e profilati estrusi Parte 9: Profilati, tolleranze dimensionali e di forma (2008).
fornitura - Parte 5: Acciai da bonifica
(2008).
UNI EN 10302 - Acciai e leghe a base di
nichel e cobalto resistenti allo scorrimento (2008).
UNI 10954-1 - Sistemi di tubazioni multistrato metallo-plastici per acqua fredda
e calda - Parte 1: Tubi (2008).
UNI EN ISO 11844-3 - Corrosione dei
metalli e loro leghe - Classificazione
delle atmosfere di interni a bassa corrosività - Parte 3: Misurazione dei parametri ambientali che influiscono sulla corrosività in ambienti interni (2008).
UNI EN ISO 11846 - Corrosione dei
metalli e loro leghe - Determinazione
della resistenza alla corrosione intergranulare di leghe di alluminio adatte al
trattamento di solubilizzazione a caldo
(2008).
UNI EN 12020-1 - Alluminio e leghe di
alluminio - Profilati di precisione
estrusi, di leghe EN AW-6060 e EN AW6063 - Parte 1: Condizioni tecniche di
controllo e di fornitura (2008).
alluminio - Profilati di precisione estrusi
di leghe EN AW-6060 e EN AW-6063 Parte 2: Tolleranze dimensionali e di
forma (2008).
alluminio - Vergella - Parte 1: Requisiti
generali e condizioni tecniche di controllo e fornitura (2008).
UNI/TR 11288 - Sistemi di tubazioni di
materia plastica in pressione per il trasporto di fluidi - Polietilene (PE) - Raccordi fabbricati (2008).
UNI EN 12493 - Attrezzature e accessori per GPL - Serbatoi di acciaio
saldato per gas di petrolio liquefatto
(GPL) - Progettazione e costruzione di
cisterne per trasporto su strada (2008).
specifici per applicazioni elettriche
(2008).
metalli e loro leghe - Linee guida per la
scelta dei metodi di protezione contro la
corrosione atmosferica (2008).
UNI EN ISO 14175 - Materiali d’apporto per saldatura - Gas e miscele di gas
per la saldatura per fusione e per i processi connessi (2008).
specifici per applicazioni meccaniche
(esclusa la saldatura) (2008).
metalli e loro leghe - Valutazione della
corrosione puntiforme (2008).
UNI EN 14398-2 - Recipienti criogenici
- Grandi recipienti trasportabili isolati
non sotto vuoto - Parte 2: Progettazione,
fabbricazione, controlli e prove (2008).
specifici per applicazioni in saldatura
(2008).
metalli e loro leghe - Prove di tensocorrosione - Parte 8: Preparazione e utilizzo
di provette per la valutazione di giunzioni (2008).
metalli e loro leghe - Prove di tensocorrosione - Parte 9: Preparazione e utilizzo
di provette precriccate per prove in condizioni di carico crescente o di spostamento crescente (2008).
fornitura - Parte 1: Generalità (2008).
metalli e loro leghe - Prova di corrosione
a fatica - Parte 1: Prove cicliche a rottura
(2008).
metalli e loro leghe - Prova di corrosione
a fatica - Parte 2: Prove di innesco di
rottura su provette precriccate (2008).
delle atmosfere di interni a bassa corrosività - Parte 1: Determinazione e valutazione della corrosività in ambienti
interni (2008).
delle atmosfere di interni a bassa corrosività - Parte 2: Determinazione dell’attacco corrosivo in atmosfere in ambienti
interni (2008).
metalli e loro leghe - Valutazione della
fessurazione da corrosione sotto sforzo
mediante prova di evaporazione goccia a
goccia (2008).
UNI EN ISO 15012-2 - Salute e sicurezza in saldatura e nelle tecniche affini Requisiti, prove e marcatura delle attrezzature per il filtraggio dell’aria - Parte 2:
Determinazione della minima portata in
volume d’aria necessaria per le bocche
di captazione (2008).
UNI EN ISO 15614-1 - Specificazione e
qualificazione delle procedure di saldatura per materiali metallici - Prove di
qualificazione della procedura di saldatura - Parte 1: Saldatura ad arco e a gas
degli acciai e saldatura ad arco del nichel
e leghe di nichel (2008).
Notiziario
UNI EN ISO 15614-3 - Specificazione e
qualificazione delle procedure di saldatura per materiali metallici - Prove di
qualificazione della procedura di saldatura - Parte 3: Saldatura per fusione delle
ghise non legate e debolmente legate
(2008).
metalli e loro leghe - Determinazione
della temperatura critica di corrosione
puntiforme sotto controllo potenziostatico (2008).
UNI EN ISO 21952 - Materiali d’apporto per saldatura - Fili elettrodi, fili,
bacchette e depositi per saldatura ad arco
in gas protettivo di acciai resistenti allo
scorrimento viscoso - Classificazione
(2008).
UNI EN ISO 22829 - Saldatura a resistenza - Trasformatore- raddrizzatore
per pinze di saldatura con trasformatore
incorporato - Trasformatore-raddrizzatore operante ad una frequenza di 1000
Hz (2008).
UNI EN ISO 24598 - Materiali d’apporto per saldatura - Fili elettrodi pieni,
animati tubolari e abbinamenti
filo/flusso per saldatura ad arco sommerso di acciai resistenti allo scorrimento viscoso - Classificazione (2008).
UNI EN ISO 5817 - Saldatura - Giunti
saldati per fusione di acciaio, nichel,
titanio e loro leghe (esclusa la saldatura
a fascio di energia) - Livelli di qualità
delle imperfezioni (2008).
USA
ASTM A 193/A 193M - Standard specification for alloy-steel and stainless steel
bolting materials for high temperature or
high pressure service and other special
purpose applications (2008).
API STD 530 - Calculation of heatertube thickness in petroleum refineries
(2008).
ASTM A 537/A 537M - Standard specification for pressure vessel plates, heattreated, carbon-manganese-silicon steel
(2008).
ASTM A 653/A 653M - Standard specification for steel sheet, zinc-coated (galvanized) or zinc-iron alloy-coated (galvannealed) by the hot-dip process
(2008).
ASTM A 740 - Standard specification
for hardware cloth (woven or welded
galvanized steel wire fabric) (2008).
ASTM E 1212 - Standard practice for
quality management systems for nondestructive testing agencies (2008).
ASTM E 1742 - Standard practice for
radiographic examination (2008).
Norme internazionali
ISO
ISO 3452-1 - Non-destructive testing Penetrant testing - Part 1: General principles (2008).
ISO 4995 - Hot-rolled steel sheet of
structural quality (2008).
ISO 5951 - Hot-rolled steel sheet of
higher yield strength with improved formability (2008).
ISO 6932 - Cold-reduced carbon steel
strip with a maximum carbon content of
0,25% (2008).
ISO 10384 - Hot-rolled carbon steel
sheet as defined by chemical composition (2008).
ASTM E 1815 - Standard test method
for classification of film systems for industrial radiography (2008).
ISO 12176-2 - Plastics pipes and fittings
- Equipment for fusion jointing polyethylene systems - Part 2: Electrofusion
(2008).
ASME PCC-3 - Inspection planning
using risk-based methods (2008).
ISO 12718 - Non-destructive testing Eddy current testing - Vocabulary
(2008).
Norme europee
EN
EN 10213 - Steel castings for pressure
purposes (2008).
EN 10340 - Steel castings for structural
uses (2008).
EN 12517-2 - Non-destructive testing of
welds - Part 2: Evaluation of welded
joints in aluminium and its alloys by radiography - Acceptance levels (2008).
EN 12543-2 - Non-destructive testing Characteristics of focal spots in industrial X-ray systems for use in non-destructive testing - Part 2: Pinhole camera
radiographic method (2008).
API TR 6AF - Technical report on capabilities of API flanges under combinations of load (2008).
EN ISO 12718 - Non-destructive testing
- Eddy current testing - Vocabulary
(2008).
ASTM A 106/A 106M - Standard specification for seamless carbon steel pipe
for high- temperature service (2008).
EN 15305 - Non-destructive Testing Test Method for Residual Stress analysis
by X-ray Diffraction (2008).
ISO 15548-1 - Non-destructive testing Equipment for eddy current examination
- Part 1: Instrument characteristics and
verification (2008).
- Part 2: Probe characteristics and verification (2008).
- Part 3: System characteristics and verification (2008).
ISO 15549 - Non-destructive testing Eddy current testing - General principles
(2008).
ISO 21009-1 - Cryogenic vessels Static vacuum-insulated vessels - Part 1:
Design, fabrication, inspection and tests
(2008).
Notiziario
Corsi IIS
Luogo
Genova
Genova
Data
17-20/11/2008
17-20/11/2008
Titolo
Ore
Corso di qualificazione e certificazione nella saldatura in
elettronica approvato dall’ESA per Operatore per tecnologia
SMT in accordo alla Specifica ECSS-Q-70-38
36 (*)
elettronica approvato dall’ESA per Ispettore per tecnologia
SMT in accordo alla Specifica ECSS-Q-70-38
36 (*)
Mogliano Veneto
(TV)
17-20/11/2008
Corso teorico-pratico di saldatura di tubi e/o raccordi di PE per
il convogliamento di gas, acqua ed altri fluidi (UNI 9737)
--
Genova
18-19/11/2008
Corso di ricertificazione approvato dall’ESA per Operatore/Ispettore per tecnologia SMT in accordo alla
Specifica ECSS-Q-70-38
16
Genova
20-21 e
26-28/11/2008
Corso teorico di specializzazione sull’incollaggio (adhesive
bonding)
40
Legnano (MI)
24-27/11/2008
--
Mogliano Veneto
(TV)
24-28/11/2008
Corso celere in saldatura
Mogliano Veneto
(TV)
1-5/12/2008
Corso per International Welding Technologist - Parte III Progettazione e calcolo
34
Mogliano Veneto
(TV)
1-5 e
9-10/12/2008
Corso per International Welding Engineer - Parte III Progettazione e calcolo
58
Genova
2-5/12/2008
elettronica approvato dall’ESA per Operatore per Riparazione e
Modifica in accordo alla Specifica ECSS-Q-70-28 (**)
32
elettronica approvato dall’ESA per Ispettore per Riparazione e
Modifica in accordo alla Specifica ECSS-Q-70-28 (°)
24
Corso di ricertificazione approvato dall’ESA per Operatore /
Ispettore per Riparazione e Modifica in accordo alla Specifica
ECSS-Q-70-28
16
Genova
Genova
2-5/12/2008
3-4/12/2008
Organizzatore
Istituto Italiano della Saldatura - Divisione FOR
Lungobisagno Istria, 15 - 16141 Genova
Tel. 010 8341371 - Fax 010 8367780 - [email protected]
32
Genova
8-9/12/2008
Corso teorico-pratico di incollaggio di tubi e/o raccordi di
PVC-C, PVC-U o di ABS per la qualificazione UNI 11242
16
Genova
9-12/12/2008
Corso per International Welding Practitioner - Parte III Fabbricazione
28
Genova
15-18/12/2008
--
Genova
16-17/12/2008
elettronica approvato dall’ESA per Operatore / Ispettore per
Crimping in accordo alla Specifica ECSS-Q-70-26
12
(*) Si tratta del totale delle ore per coloro che non abbiano già frequentato il corso da Operatore e/o Ispettore per tecnologia a foro passante. Per coloro in possesso di tale
certificato il corso può essere ridotto fino alla durata di 24 ore.
(**) L’accesso a tale corso è riservato a coloro che hanno conseguito la certificazione per Operatore sulle tecnologie a foro passante ed a montaggio superficiale.
(°) L’accesso a tale corso è riservato a coloro che hanno conseguito la certificazione per Ispettore sulle tecnologie a foro passante ed a montaggio superficiale.
Notiziario
Corsi IIS (segue)
Luogo
Genova
Genova
Data
18/12/2008
18/12/2008
Titolo
Ore
elettronica approvato dall’ESA per Operatore / Ispettore per
Wire Wrapping in accordo alla Specifica ECSS-Q-70-30
8
Corso di ricertificazione approvato dall’ESA per Operatore /
Ispettore per Crimping e Wire Wrapping in accordo alle
Specifiche ECSS-Q-70-26 / ECSS-Q-70-30
8
Mogliano Veneto
(TV)
18-19/12/2008
Sicurezza e prevenzione degli infortuni in saldatura - Corso
avanzato per responsabili della sicurezza
16
Genova
12-15/1/2009
--
Genova
12-16/1/2009
Corso per International Welding Specialist - Parte III Metallurgia e saldabilità
29
Mogliano Veneto
(TV)
19-22/1/2009
--
Legnano (MI)
19-22/1/2009
--
Genova
19-23/1/2009
Corso teorico di specializzazione sull’incollaggio (adhesive
bonding)
40
Genova
19-23/1/2009
16-20/2/2009
16-20/3/2009
Corso per International Welding Engineer - Parte I
19-23/1/2009
16-20/2/2009
16-20/3/2009
Corso per International Welding Technologist - Parte I
26-30/1/2009
Corso celere in saldatura
Genova
Genova
Organizzatore
--
-32
Corsi di qualificazione per personale addetto alle PND di livello 1, 2 e 3
Esame visivo (VT)
Genova
13-14/1/2009
Modulo di Base per livello 2 UNI EN 473/ISO 9712
16
Genova
15/1/2009
Modulo di Metodo per livello 2 UNI EN 473/ISO 9712
8
Genova
19-20/1/2009
Modulo Specifico saldatura per livello 2 UNI EN 473/ISO 9712
12
Priolo (SR)
20-21/1/2009
16
Priolo (SR)
22/1/2009
8
Mogliano
Veneto (TV)
27-28/1/2009
16
Priolo (SR)
27-28/1/2009
Modulo Specifico saldatura per livello 2 UNI EN 473/ISO 9712
12
Mogliano
Veneto (TV)
29/1/2009
8
Notiziario
Corsi di qualificazione, ecc (segue)
Esame radiografico (RT)
Priolo (SR)
18-20/11/2008
24
Genova
9-12/12/2008
Modulo Specifico operatore tecniche speciali per livello 2 UNI
EN 473/ISO 9712
32
Genova
13-14/1/2009
16
Priolo (SR)
20-21/1/2009
16
Mogliano
Veneto (TV)
27-28/1/2009
16
Esame ultrasonoro (UT)
Mogliano
Veneto (TV)
25-27/11/2008
Mogliano
Veneto (TV)
24
2-5/12/2008
Modulo Specifico operatore tecniche convenzionali per livello 2
UNI EN 473/ISO 9712
32
Genova
16-19/12/2008
Modulo Operatore tecniche semiautomatiche ed automatiche per
livello 2 UNI EN 473/ISO 9712
32
Genova
13-14/1/2009
16
Priolo (SR)
20-21/1/2009
16
Mogliano
Veneto (TV)
27-28/1/2009
16
Esame con particelle magnetiche (MT)
Genova
25-26/11/2008
16
Mogliano
Veneto (TV)
11-12/12/2008
16
Genova
13-14/1/2009
16
Legnano (MI)
13-14/1/2009
16
Priolo (SR)
20-21/1/2009
16
Genova
21-22/1/2009
16
Mogliano
Veneto (TV)
27-28/1/2009
16
Esame con liquidi penetranti (PT)
Genova
18-19/11/2008
16
Legnano (MI)
2-3/12/2008
16
Genova
13-14/1/2009
16
Legnano (MI)
15-16/1/2009
16
Priolo (SR)
20-21/1/2009
16
Mogliano
Veneto (TV)
27-28/1/2009
16
Notiziario
Corsi di altre Società
Luogo
Data
Titolo
Organizzatore
Provaglio d’Iseo (BS)
17-18/11/2008
Gestire l’organizzazione per processi: persone,
attività, tempi e costi - Patrocinio UNI
AQM (Provaglio d’Iseo - BS)
Tel. 030 9291781; fax 030 9291782
[email protected]
Brescia
17-21/11/2008
Corso di specializzazione sulle tecniche innovative
del metodo Ultrasuoni - C.B. Scan, TOFD, Phase
Array, Guided Waves
AIPnD (Brescia)
Tel. 030 3739173; fax 030 3739176
[email protected]
Napoli
17-21/11/2008
Valutatori dei sistemi di gestione per la qualità
AICQ-M (Napoli)
Tel. 081 2396503; fax 081 6174615
[email protected]
Milano
17-28/11/2008
Programma di addestramento raccomandato per
l’esame di radiografia di 2° livello secondo EN 473
CND Studio Sas di Gino FABBRI & C. (Milano)
Tel. 02 341649; fax 02 341205
[email protected]
Milano
18/11/2008
Valutazione del rischio vibrazioni negli ambienti di
lavoro
Centro Formazione UNI (Milano)
Tel. 02 70024464; fax 02 70024474
[email protected]
Roma
20-21/11/2008
La gestione dei laboratori di prova e taratura
secondo la norma ISO / IEC 17025
AICQ-CI (Roma)
Tel. 06 4464132; fax 06 4464145
[email protected]
Roma
Milano
21/11/2008
12/12/2008
Comunicazione e Risk Management nei sistemi di
gestione ambientale
ANGQ (Roma)
Tel. 06 5915028; fax 06 5914834
[email protected]
Milano
24/11/2008
Applicazione della Direttiva PED 97/23/CE in
materia di attrezzature a pressione - Corso base
Tel. 02 70024464; fax 02 70024474
[email protected]
Milano
24/11/2008
Esposizione al rumore sul lavoro - Le novità della
norma UNI 9432:2008
Tel. 02 70024464; fax 02 70024474
[email protected]
Bologna
24-25/11/2008
Le apparecchiature di misura: la gestione e la stima
dell'incertezza di misura
CERMET - Servizio Formazione (Bologna)
Tel. 051 764811; fax 051 764902
[email protected]
Mestre (VE)
25-26/11/2008
Le norme ISO 9000:2005 ed il sistema di gestione
per la qualità
AICQ-Triveneta (Mestre - VE)
Tel. 041 951795; fax 041 940648
[email protected]
Milano
26/11/2008
Integrare il sistema di gestione per la qualità con il
modello del D.Lgs. 231/01 sulla responsabilità
amministrativa delle persone giuridiche
Tel. 02 70024464; fax 02 70024474
[email protected]
27/11/2008
Integrare il sistema di gestione per la qualità con
il modello del D.Lgs. 231/01 sulla responsabilità
amministrativa delle persone giuridiche Patrocinio UNI
AQM (Provaglio d’Iseo - BS)
Tel. 030 9291781; fax 030 9291782
[email protected]
Napoli
27-29/11/2008
Corso base per la conduzione delle verifiche ispettive interne ambientali secondo le norme ISO
19011 e ISO 14001
AICQ-M (Napoli)
Tel. 081 2396503; fax 081 6174615
[email protected]
Milano
1-2/12/2008
Redazione del Manuale Qualità e delle Procedure e
le novità della ISO 9001:2008
ANGQ (Roma)
Tel. 06 5915028; fax 06 5914834
[email protected]
Torino
1-2/12/2008
Taratura e incertezza di misura
ANGQ (Roma)
Tel. 06 5915028; fax 06 5914834
[email protected]
Notiziario
Corsi di altre Società (segue)
Luogo
Data
Milano
1-3/12/2008
Roma
Milano
1-3/12/2008
17-19/12/2008
Napoli
Titolo
Organizzatore
Ingegneria di manutenzione
Tel. 02 70024464; fax 02 70024474
[email protected]
Auditor / Responsabili gruppo di audit interni di
SGQ nei laboratori di prova
ANGQ (Roma)
Tel. 06 5915028; fax 06 5914834
[email protected]
2-3/12/2008
Trattamenti superficiali dei metalli, prove di
laboratorio e di accettazione
AICQ-M (Napoli)
Tel. 081 2396503; fax 081 6174615
[email protected]
Napoli
3-4/12/2008
Il sistema qualità nei laboratori di prova secondo la
norma UNI CEI EN ISO / IEC 17025:2005
AICQ-M (Napoli)
Tel. 081 2396503; fax 081 6174615
[email protected]
Napoli
9-10/12/2008
Corso per datori di lavoro che possono svolgere
direttamente i compiti propri del Responsabile del
Servizio di Prevenzione e Protezione
AICQ-M (Napoli)
Tel. 081 2396503; fax 081 6174615
[email protected]
Napoli
11-13/12/2008
I sistemi di gestione della sicurezza: le norme
OHSAS 18001, UNI 10617 e le Linee Guida
UNI-INAIL
AICQ-M (Napoli)
Tel. 081 2396503; fax 081 6174615
[email protected]
15-17/12/2008 e
12-21/1/2009
Il sistema di gestione qualità in saldatura secondo
la UNI EN ISO 3834:2006 - Corso base con
applicazioni pratiche
AQM (Provaglio d’Iseo – BS)
Tel. 030 9291781; fax 030 9291782
[email protected]
Milano
15-19/12/2008
l’esame con correnti indotte di 2° livello secondo
EN 473
Tel. 02 341649; fax 02 341205
[email protected]
Milano
16/12/2008
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 70024474
[email protected]
Milano
17/12/2008
Applicazione del Decreto 1° Dicembre 2004, n.
329. Criteri generali per la gestione degli impianti
industriali
Tel. 02 70024464; fax 02 70024474
[email protected]
Milano
12-16/1/2009
l’esame con liquidi penetranti di 2° livello secondo
EN 473
Tel. 02 341649; fax 02 341205
[email protected]
Cosa sono i TLV ?
I TLV (Threshold Limit Value / Valore limite di soglia), sono i valori limite di esposizione a sostanze
ritenute pericolose disperse nell’aria, elaborati dall’Associazione degli Igienisti Americani (ACGIH) e
generalmente espressi in parti per milione. Al di sotto di tali limiti è possibile rimanere esposti senza alcun
effetto negativo per la salute; non è comunque da escludere che alcuni individui particolarmente sensibili
ad un dato elemento possano comunque riportare danni. Più il TLV è basso e più una sostanza è
pericolosa.
Gli Igienisti americani, al fine di avere una migliore classificazione del rischi derivanti dalle sostanze
inquinanti, hanno suddiviso i TLV in tre categorie:
TLV-TWA (time-weighed average): E’ il valore limite degli inquinanti presenti nell’aria per un'esposizione
prolungata (8 ore al giorno per 40 ore a settimana).
TLV-STEL (short-term exposure limit): E’ il valore limite degli inquinanti per esposizioni occasionali di breve
durata (massimo 15 minuti consecutivi e non più di 4 esposizioni nelle 24 ore).
TLV-C (ceiling): E’ il valore limite massimo. Rappresenta quella concentrazione che non non deve essere
mai superata, neppure per un istante.
Notiziario
Mostre e Convegni
Luogo
Data
Titolo
Organizzatore
Kyoto
(Giappone)
16-18/11/2008
8WS - Innovation in Welding and Joining for a
New Era in Manufacturing
Japan Welding Society (Tokyo - J)
Tel. +81 3 3253 0488; fax +81 3 3253 3059
[email protected]
Dammam
(Arabia Saudita)
17-19/11/2008
SAOGE - Saudi Arabia International Oil & Gas Exhibition & Conference
IES Srl (Nepi - VT)
Tel. 0761 527976; fax 0761 527945
[email protected]
Cardiff
(Galles)
18/11/2008
Thermal and Cold Spray Coatings
TWI (Cambridge - UK)
Tel. +44 1223 899000; fax +44 1223 892588
[email protected]
Bussolengo (VR)
19/11/2008
La norma europea EN 1090: cosa cambia per i
costruttori in acciaio
Istituto Italiano della Saldatura (Genova)
Tel. 010 8341373; fax 010 8367780
[email protected]
Legnano (MI)
24/11/2008
D.Lgs. 81/2008 - Adempimenti per la sicurezza: le
implicazioni dal 1 Gennaio 2009 per le aziende e i
datori di lavoro
Tel. 010 8341373; fax 010 8367780
[email protected]
25-28/11/2008
SICURTECH EXPO - Salute e Sicurezza sul
lavoro
Fiera Milano Tech (Milano)
Tel. 02 3264373; fax 02 3264284
[email protected]
Wolverhampton
(Inghilterra)
26/11/2008
Technical Seminar - “Innovations in flash butt
welding of rail”
Tel. +44 1223 899000; fax +44 1223 892588
[email protected]
Fürth
(Germania)
3-5/12/2008
International Symposium on NDT Aerospace
German Society for Non-Destructive Testing (Berlin - D)
Tel. +49 30 678 07-121; fax +49 30 678 07-129
[email protected]
Leeds
(Inghilterra)
4/12/2008
Workshop - “Welding Co-ordination
Requirements for Structural Fabrication”
Tel. +44 1223 899000; fax +44 1223 892588
[email protected]
Kyoto
(Giappone)
9-12/12/2008
19th International Acoustic Emission Symposium
Japanese Society for Non-Destructive Inspection (Tokyo - J)
Tel. +81-3-5821-5101; fax +81-3-3863-6524
[email protected]
UNI/TS 11300-1:2008 - Prestazioni energetiche
degli edifici
Tel. 010 8341373; fax 010 8367780
[email protected]
Rho (MI)
Genova
11/12/2008
Tiruchirappalli
(India)
11-13/12/2008
SOJOM 2008 - International Symposium on
joining of materials
Bharat Heavy Electricals Limited
(Tiruchirappalli - India)
Tel. +91 94425 03075; fax +91 431 2520770
[email protected]
Chennai
(India)
11-14/12/2008
Alucast 2008
Aluminium Casters' Association of India (Pune - India)
Tel. +91 20 25674455; fax +91 20 25672555
[email protected]
Milano
16/12/2008
Adempimenti e novità nel settore della costruzione
e dell’esercizio delle attrezzature e degli impianti a
pressione
Tel. 010 8341373; fax 010 8367780
[email protected]
Dubai
(Emirati Arabi Uniti)
10-13/1/2009
TEKNO 2009 - 9th Arab International Trade
Show & Conference for Industrial Machinery,
Metalworking & Machine Tools Industry
Al Fajer Information & Services (Dubai - UAE)
Tel. +971 4 340 6888; fax +971 4 340 3608
[email protected]
Tokyo
(Giappone)
28-30/1/2009
1st Int’l Automotive Electronics Technology Expo
Reed Exhibitions Japan Ltd (Tokyo - J)
Tel. +81 3 3349 8502; fax +81 3 3349 4900
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Ricerche
Bibliografiche
Dati IIS-Data
Corrosione sotto tensione (Stress Corrosion)
(2007-2008)
Stress corrosion cracking behavior of alloys in aggressive
nuclear reactor core environments di WASA G.S.e ANDRESEN P.L. «Corrosion», Gennaio 2007, pp. 19-45.
Acciai inossidabili austenitici; acqua; alta temperatura; condizioni ambientali; condizioni di servizio; corrosione; corrosione
intergranulare; criccabilità; distensione delle tensioni; fattori di
influenza; industria nucleare; microstruttura; proprietà chimiche; recipienti in pressione; resistenza alla rottura per scorrimento; rischi dovuti all’irraggiamento; scorrimento a caldo;
tensocorrosione.
Pushing the limits of metals in corrosive oil and gas well environments di RHODES P.R. et al. «Corrosion», Gennaio 2007,
pp. 63-100.
Acciai ad alta resistenza; acciai al C; acciai basso-legati; acciai
inossidabili austeno-ferritici; acciai inossidabili indurenti per
precipitazione; acciai inossidabili martensitici; condizioni ambientali; condizioni di servizio; corrosione; gas acidi; idoneità
all’impiego; impianti; industria chimica; industria petrolifera;
infragilimento da idrogeno; leghe di nichel; prove di corrosione;
solfuri; tensocorrosione.
Creep failure of admiralty brass tubes in an after-cooler di
CHANDRA K. «MP», Gennaio 2007, pp. 52-56.
Alta temperatura; corrosione intergranulare; criccabilità; leghe
di rame; metallografia; microstruttura; ottoni; scambiatori di
calore; scorrimento a caldo; tensioni residue; tensocorrosione;
tubi.
Chloride stress corrosion cracking of UNS S20910 stainless
steel di GOLESTANIPOUR M. e MOSTOFI J. «MP», Gennaio
2007, pp. 58-60.
Acciai inossidabili; acciai inossidabili austenitici; alogenuri;
composizione chimica; controllo visivo; corrosione; corrosione
per vaiolatura; criccabilità; metallografia; tensocorrosione.
Stress corrosion cracking of carbon steels and low alloy steels
di NAKAYAMA T. «Weld. Int.», Febbraio 2007, pp. 89-94.
Acciai al C; acciai basso-legati; alta temperatura; carico di trazione; condizioni di servizio; corrosione intergranulare; corrosione transgranulare; criccabilità; giunti saldati; impianti; industria chimica; infragilimento da idrogeno; resistenza a fatica;
solfuri; tensioni; tensocorrosione.
Stress corrosion cracking of stainless steels di KANEKO M.
«Weld. Int.», Febbraio 2007, pp. 95-99.
Acciai inossidabili; acciai inossidabili austenitici; acciai inossidabili ferritici; acciai inossidabili martensitici; alta temperatura; carico di trazione; condizioni di servizio; corrosione intergranulare; corrosione per vaiolatura; corrosione
transgranulare; giunti saldati; prove di corrosione; tensioni;
tensioni residue; tensocorrosione.
Effect of molybdenum and chromium addition on the susceptibility to sulfide stress cracking of high-strength, low-alloy
steels di KOH S.U. et al. «Corrosion», Marzo 2007, pp. 221-230.
Acciai ad alta resistenza; acciai basso-legati; acciai per condotte; aggiunte di Cr; aggiunte di elementi di lega; aggiunte di
molibdeno; condotte; corrosione; criccabilità; fattori di influenza; idrogeno diffusibile; microstruttura; proprietà meccaniche; solfuri; tensocorrosione; trattamento termo-meccanico.
Heat-affected zone sensitization and stress corrosion cracking in 12% chromium type 1.4003 ferritic stainless steel di
DU TOIT M. et al. «Corrosion», Maggio 2007, pp. 395-404.
Acciai inossidabili; acciai inossidabili ferritici; apporto termico
specifico; bassa temperatura; ciclo termico; corrosione intergranulare; corrosione per vaiolatura; criccabilità; microstruttura; operazioni in servizio; tensocorrosione; ZTA.
Stress corrosion cracking of alloy 400 in copper sulfate solution
di BARNES A. et al. «Corrosion», Maggio 2007, pp. 416-418.
Corrosione; corrosione intergranulare; criccabilità; industria
nucleare; monel; rame; recipienti in pressione; tensocorrosione.
Ricerche Bibliografiche
Mechanical and environmental influences on stress corrosion
cracking of an X-70 pipeline steel in dilute near-neutral pH solutions di FANG B. et al. «Corrosion», Maggio 2007, pp. 419-432.
Acciai per condotte; azoto; CO 2 ; condotte; corrosione; corrosione transgranulare; fattori di influenza; frattografia; gas naturale; industria petrolifera; prove di corrosione; tensocorrosione.
FKM guideline “Fracture mechanics proof of strength for engineering components” - Overview and extension topics
(IIW-1807-07, ex-doc. X-1600-06) di PYTTEL B. et al. «Weld.
World», Maggio-Giugno 2007, pp. 85-93.
Carico; corrosione; meccanica della frattura; raccomandazioni;
regole; rotture; tensocorrosione; valutazione.
Improved pitting corrosion resistance of cold worked and
thermally aged AISI type 316 L(N) SS by laser surface modification di SUBBA RAO R.V. et al. «Surface», Marzo-Aprile
2007, pp. 83-92.
Acciai inossidabili austenitici; corrosione; corrosione intergranulare; corrosione per vaiolatura; freddo; fusione; indurimento
superficiale; lavorazione dei metalli; metallografia; microstruttura; ricarica laser; tensocorrosione.
Continuous monitoring of back wall stress corrosion cracking growth in sensitized type 304 stainless steel weldment by
means of potential drop techniques di SATO Y. et al. «Journal
PVP», V. 84, N. 5/2007, pp. 274-283.
Acciai inossidabili; acciai inossidabili austenitici; altri metodi
di prova; analisi con elementi finiti; campo elettromagnetico;
controllo con correnti indotte; controllo non distruttivo; criccabilità; cricche di fatica; industria nucleare; propagazione delle
cricche; proprietà meccaniche; prove di corrosione; saldatura
TIG; saldature testa a testa; sistemi di controllo; tensocorrosione; ZTA.
Improvements to inspection strategy to address PWSCC in
nickel-based piping components di SELBY G. «Stainless
World», Aprile 2007, pp. 21-24.
Connessioni tubolari; controllo non distruttivo; corrosione; fili
pieni; gestione aziendale; giunti saldati; Inconel; industria nucleare; leghe di nichel; materiali dissimili; operazioni in servizio; tensocorrosione; tubi; tubisteria.
Pratical information about the welding of stainless steel di
BUIJS K. «Stainless World», Aprile 2007, pp. 26-31.
Acciai inossidabili; acciai inossidabili austenitici; corrosione;
corrosione per vaiolatura; criccabilità; cricche intergranulari;
saldabilità; saldatura MIG; saldatura TIG; tensocorrosione.
Chemistry of concentrated salts formed by evaporation of
formation water and the impact on stress corrosion cracking
of duplex stainless steel di TURNBULL A. et al. «Corrosion»,
Giugno 2007, pp. 555-560.
Acciai inossidabili; acciai inossidabili austeno-ferritici; acqua;
acqua di mare; CO 2 ; corrosione; corrosione da acqua di mare;
criccabilità; industria petrolifera; prove di corrosione; saldatura
manuale con elettrodi rivestiti; saldatura TIG; simulazione; strutture di piattaforme marine; tensocorrosione; tubisteria; vapori.
Research and cracking implications from an assessment of
two variants of near-neutral ph crack colonies in liquid pipelines di BOUAESHI W. et al. «Corrosion», Luglio 2007,
pp. 648-660.
Acciai microlegati; acciai per condotte; condizioni ambientali;
condotte; corrosione; corrosione transgranulare; criccabilità;
innesco delle cricche; microscopio elettronico; propagazione
delle cricche; resistenza a fatica; tensocorrosione.
Stress corrosion cracking of X-70 pipeline steel in near
neutral pH solution subjected to constant load and cyclic
load testing di FANG B.Y. et al. «Corrosion Engineering
Science and Technology», Aprile-Giugno 2007, pp. 123-129.
Acciai microlegati; acciai per condotte; API; condotte; corrosione per vaiolatura; criccabilità; distribuzione delle tensioni;
prove di corrosione; simulazione; tensocorrosione.
Electrochemical potential noise of AISI type 321 stainless
steel under stress in acid sulphate solutions di SHI Z.M. et al.
«Corrosion Engineering Science and Technology», GennaioMarzo 2007, pp. 36-41.
Acciai inossidabili; acciai inossidabili austenitici; corrosione
per vaiolatura; criccabilità; proprietà chimiche; proprietà elettriche; resistenza a fatica; rumore; tensocorrosione.
Electrochemical measurements using combination microelectrode in crevice simulating disbonded of pipeline coatings under
cathodic protection di YAN M.C. et al. «Corrosion Engineering
Science and Technology», Gennaio-Marzo 2007, pp. 42-49.
Acciai microlegati; acciai per condotte; condotte; corrosione interstiziale; criccabilità; distacco; protezione catodica; rivestimenti; simulazione; tensocorrosione.
Electrochemical behaviour and stress corrosion cracking of
70: 30 copper-nickel alloy in monoethanolamine solutions di
SHALABY H.M. et al. «Corrosion Engineering Science and
Technology», Gennaio-Marzo 2007, pp. 64-72.
Cupronichel; proprietà chimiche; proprietà elettriche; solfuri;
tensocorrosione; tubi.
Corrosion testing of welds, a review of methods di PETTERSSON C.O. et al. «Weld. World», Luglio-Agosto 2007, pp. 79-106.
Acciai; acciai al C; acciai basso-legati; acciai inossidabili;
acciai inossidabili austenitici; acciai inossidabili austeno-ferritici; acciai non legati; corrosione; corrosione galvanica; corrosione intergranulare; corrosione interstiziale; corrosione per
vaiolatura; giunti saldati; leghe di nichel; proprietà meccaniche; prove di corrosione; resistenza a fatica; tensocorrosione.
Investigations into the tendency to stress corrosion of joints
welded in austenitic and duplex steels di LABANOWSKI J. et
al. «Weld. Int.», Luglio 2007, pp. 521-524.
Acciai inossidabili austenitici; acciai inossidabili austeno-ferritici; costruzioni navali; cricche intergranulari; navi cisterna;
saldatura ad arco sommerso; tensocorrosione; ZTA.
Numerical modeling of general cracks from the viewpoint of
eddy current simulations di YUSA N. et al. «NDT & E. Int.»,
N. 8/2007, pp. 577-583.
Acciai inossidabili; acciai inossidabili austenitici; analisi con
elementi finiti; calcolo; controllo con correnti indotte; controllo
non distruttivo; criccabilità; cricche di fatica; modelli di
calcolo; resistenza a fatica; simulazione; tensocorrosione.
Controlling hydrogen embrittlement in precharged ultrahigh-strength steels di DOGAN H. et al. «Corrosion», Luglio
2007, pp. 689-703.
Acciai ad alta lega; acciai ad alta resistenza; cadmio; corrosione; corrosione transgranulare; idrogeno diffusibile; infragilimento da idrogeno; microstruttura; placcatura elettrolitica; tenacità alla rottura; tensocorrosione.
High-temperature corrosion and materials applications di
LAI G.Y. «ASM International», 2007, pp. 461.
Alogenuri; alta temperatura; caldaie; corrosione; criccabilità;
erosione; infragilimento; infragilimento da idrogeno; ossidazione; solfuri; tensocorrosione; turbine a gas.
Ricerche Bibliografiche
Resistenza alla corrosione ed alla tensocorrosione di acciai
basso-legati ed acciai resistenti alla corrosione (CRAS) in
condizioni rappresentative la stimolazione acida di LO
PICCOLO E. et al. «Met. Ital.», Gennaio 2008, pp. 13-18.
Acciai basso-legati; acciai inossidabili austeno-ferritici; acciai
inossidabili martensitici; acidi; alta temperatura; CO2; composizione chimica; condizioni di servizio; corrosione; effetti locali;
gas; industria petrolifera; leghe di nichel; proprietà meccaniche;
prove di corrosione; provini, saggi; solfuri; tensocorrosione.
Safety assessment of austenitic steel nuclear power plant pipelines against stress corrosion cracking in the presence of
hybrid uncertainties di ANOOP M.B. et al. «Journal PVP»,
V. 85, N. 4/2008, pp. 238-247.
Acciai inossidabili austenitici; alta temperatura; analisi strutturale; centrali elettriche; fattori di sicurezza; industria nucleare;
metodi statistici; modelli di calcolo; propagazione delle cricche;
proprietà meccaniche; simulazione; tenacità alla rottura; tensocorrosione; tubi; ZTA.
Postweld heat treatment to avoid intergranular stress corrosion cracking of supermartensitic stainless steels (IIW-181907, ex-doc. IX-2193-06/IX-H-630-06) di WOOLLIN P. «Weld.
World», Settembre-Ottobre 2007, pp. 31-40.
Acciai; acciai inossidabili; acciai inossidabili austeno-ferritici;
acciai inossidabili martensitici; corrosione; corrosione intergranulare; criccabilità; difetti; elenchi bibliografici; operazione dopo
saldatura; passata di fondo; saldatura ad arco ad impulsi; saldatura manuale con elettrodi rivestiti; saldatura MIG; saldatura TIG;
saldature circonferenziali; tenacità alla rottura; tensocorrosione;
trattamento termico; trattamento termico dopo saldatura; tubi.
Hydrogen indiced stress cracking di WOOLLIN P. «Stainless
World», Gennaio-Febbraio 2008, pp. 37.
Acciai inossidabili; acciai inossidabili austeno-ferritici; acciai
inossidabili martensitici; criccabilità; criccabilità nella zona di
raccordo; infragilimento da idrogeno; raccordi di saldatura;
strutture di piattaforme marine; tensocorrosione.
An overview of the heat-affected zone sensitization and stress
corrosion cracking behaviour of 12% chromium type 1.4003
ferritic stainless steel - IIW-1814-07 (ex-doc. IX-2213-06/IXH-640-06) di DU TOIT M. et al. «Weld. World», SettembreOttobre 2007, pp. 41-50.
Acciai; acciai inossidabili; acciai inossidabili ferritici; apporto
termico specifico; corrosione; corrosione intergranulare; corrosione per vaiolatura; criccabilità; difetti; elenchi bibliografici;
fattori di influenza; recensione, rassegna; tensocorrosione; zona
di saldatura; ZTA.
Suitable corrosion test methods for stainless steel welds di
HOLMBERG B. e BERGQUIST A. «Weld. World», MarzoAprile 2008, pp. 17-21.
Acciai inossidabili; corrosione; corrosione galvanica; corrosione intergranulare; corrosione interstiziale; corrosione per
vaiolatura; giunti saldati; prove di corrosione; resistenza a
fatica; tensocorrosione.
Experimental determination of stress corrosion crack rates
and service lives in a buried ERW pipeline di FAZZINI P.G. e
OTEGUI J.L. «Journal PVP», V. 84, N. 12/2007, pp. 739-748.
Acciai per condotte; alta temperatura; condizioni di servizio;
condotte; durata della vita; industria petrolifera; microstruttura; operazioni in servizio; propagazione delle cricche; proprietà meccaniche; prove meccaniche; saldatura a resistenza;
saldatura longitudinale; tenacità alla rottura; tensioni residue;
tensocorrosione.
Suitable corrosion test methods for stainless steel welds di
HOLMBERG B. e BERGQUIST A.«Riv. Sald.», MaggioGiugno 2008, pp. 403-407.
Acciai inossidabili; corrosione; corrosione intergranulare; corrosione interstiziale; corrosione per vaiolatura; criccabilità;
giunti saldati; prove di corrosione; resistenza a fatica; tensocorrosione.
LE POSIZIONI DI SALDATURA
GIUNTO
Tipo di giunto
Testa a testa - lamiere
Testa a testa - Tubi
Cordone d’angolo
CODIFICA
Posizione
ASME
EN ISO 6947
Piana
1G
PA
Frontale
2G
PC
Verticale
3G
PF* o PG**
Sopratesta
4G
PE
Piana
1G ***
PA
Frontale
2G
PC
Verticale
5G
PF* o PG**
Asse inclinato a 45°
6G
HL 045* o JL 045**
Piana
1F o 1FR ***
PA
Piano - frontale
2F o 2FR ***
PB
Verticale
3F - 5F
PF* o PG**
Sopratesta frontale
4F
PD
NOTE : * Tecnica ascendente ; ** Tecnica discendente ; *** Tubo rotante
Fonti dei riferimenti bibliografici
Riviste italiane e straniere analizzate per la Banca Dati IIS-Data
Titolo
Acciaio
Advanced Materials Processes
Alluminio e Leghe
Alluminio Magazine
Ambiente e Sicurezza sul Lavoro
Analysis Europa
Anticorrosione
ASTM Standardization News
ATA Ingegneria Automobilistica
Australasian Welding Journal
Australian Welding Research
Automatic Welding
Automazione Energia Informazione
Avtomaticheskaya Svarka
Befa - Mitteilungen
BID-ISIM
Biuletyn ISG
Boletin Tecnico Conarco
Bollettino Tecnico Finsider
Bollettino Tecnico RTM
Brazing and Soldering
Bridge Design & Engineering
British Corrosion Journal
China Welding
Chromium Review
Constructia De Masini
Costruzioni Metalliche
Czechoslovak Heavy Industry
De Qualitate
Deformazione
Der Praktiker
Elettronica Oggi
Elin Zeitschrift
Energia Ambiente Innovazione
Energia e Calore
Energia e Materie Prime
EPE International
Esa Bulletin
Eurotest Technical Bulletin
Fogli d’Informazione Ispesl
Fonderia
FWP Journal
GEP
Giornale del Genio Civile
Heron
Hightech
Hitsaustekniikka
Hybrid Circuits
Iabse Periodica
Il Filo Metallico
Il Giornale delle Prove non Distruttive
Il Giornale delle Scienze Applicate
Il Perito Industriale
Il Saldatore Castolin
Ilva Quaderni
Industrial Laser Rewiew
Ingegneria Ambientale
Ingegneria Ferroviaria
Inossidabile
Insight
International Construction
Interplastics
IPE International
ISO Bulletin
J. of Offshore and Polar Engineering
Joining & Materials
Joining of Materials
Joining Sciences
Journal of Bridge Engineering
Journal of the Japan Welding Society
Kunststoffe
L’Acciaio Inossidabile
Abbreviaz.
Acciaio
Mat. Processes
AL
Alluminio
Sicurezza Lav.
Analysis
Anticorrosione
ASTM Std.
ATA
Austr. Wdg. J.
Austr. Wdg. Res.
Aut. Weld.
AEI
Aut. Svarka
Befa Mitt.
BID-ISIM
Biuletyn
Conarco
Finsider
RTM
Braz. Sold.
Bridge
Br. Corr. J.
China Weld.
Chomium
Constr. Masini
Costr. Met.
Czech. Heavy
Qualitate
Deformazione
Praktiker
Elettronica
Elin
Enea E.A.I.
Energia
Energia
EPE
Esa Bulletin
Eurotest
ISPESL
Fonderia
FWP J.
GEP
Giornale G.C.
Heron
Hightech
Hitsaust.
Hybrid
IABSE
Filo Metallico
Giornale PND
Scienze Applic.
Perito Ind.
Castolin
Ilva
Ind. Laser
I.A.
Ing. Ferr.
Inossidabile
Insight
Int. Const.
Interplastics
IPE
ISO
Offshore
Joining
JOM
Join. Sciences
Jour. Bridge
Journal JWS
Kunststoffe
Acc. Inoss.
Titolo
Abbreviaz.
L’Allestimento
Allestimento
L’Elettrotecnica
Elettr.
L’Industria Meccanica
Ind. Mecc.
L’Installatore Tecnico
Installatore
La Meccanica Italiana
Mecc. Ital.
La Metallurgia Italiana
Met. Ital.
La Termotecnica
Termotecnica
Lamiera
Lamiera
Laser
Laser
Lastechniek
Lastech.
Lavoro Sicuro
Lav. Sic.
Lo Stagno ed i suoi Impieghi
Stagno
Macchine & Giornale dell’Officina
Officina
Macplas
Macplas
Manutenzione: Tecnica e Management
Manutenzione
Materialprüfung
Materialprüf.
Material and Corrosion
Mat. Cor.
Materials Evaluation
Mat. Eval.
Materials Performance
MP
Meccanica & Automazione
Mec. & Aut.
Meccanica & Macchine di Qualità
Mecc. & Macchine
Meccanica Moderna
Mecc. Moderna
Meccanica Oggi
Meccanica
Mechanical Engineering
Mech. Eng.
Metal Construction
Met. Con.
Metalli
Metalli
Metallurgical and Materials Transactions
Met. Trans.
Metallurgical B
Metallurgical B
Metallurgical Reports CRM
Met. Rep.
Metallurgical Transactions
Metallurgical T
Metalurgia & Materiais
Met. Materiais
Metalurgia International
Metalurgia
Modern Plastics International
Plastics Int.
Modern Steel Construction
Steel Constr.
NDT & E International
NDT & E Int.
NDT & E International UK
NDT & E Int.
NDT International
NDT Int.
Notagil S.I.
Notagil
Notiziario dell’ENEA Energia e Innovazione
ENEA E.I.
Notiziario dell’ENEA Sic. e Prot.
ENEA-DISP.
Notiziario Tecnico AMMA
AMMA
NRIM Research Activities
NRIM Research
NT Tecnica e Tecnologia AMMA
NT AMMA
Oerlikon Schweissmitteilungen
Oerlikon
PCB Magazine
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Perito Industriale
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Petrolieri I.
Pianeta Inossidabili
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Plastic Pipes Fittings
Plastics
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Prevenzione
Produttronica
Produttronica
Protective Coatings Europe
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Pr. Spawal.
Quaderni Pignone
Pignone
Qualificazione Industriale
Qualificazione
Qualità
Qualità
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CU
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Rame
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Research NDE
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Tratersup
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Revista de Soldadura
Rev. Soldadura
Revue de la Soudure
Rev. Soud.
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Revue Met. CIT
Revue de Metallurgie MES
Revue Met. MES
Ricerca e Innovazione
Ric. Inn.
Riv. Infortuni e Malattie Professionali
Riv. Inf.
Rivista di Meccanica
Riv. Mecc.
Rivista di Meccanica Oggi
Riv. Mecc. Oggi
Rivista di Meccanica International
Riv. Mecc. Inter.
Rivista Finsider
Riv. Finsider
Rivista Italiana della Saldatura
Riv. Sald.
Titolo
Schweissen & Pruftechnik
Schweissen und Schneiden
Schweisstechnik
Schweisstechnik
Science and Technology of W and J
Seleplast
Sicurezza e Prevenzione
Skoda Review
Soldadura e Construcao Metalica
Soldadura y Tecnologias de Union
Soldagem & Inspecao
Soldagem & Materiais
Soldering & Surface Mount Technology
Soudage et Techniques Connexes
Souder
Stahlbau
Stainless Steel Europe
Stainless Steel World
Stainless Today
Steel Research
Structural Engineering International
Sudura
Surface Engineering
Svarochnoe Proizvodstvo
Sveiseteknikk
Svetsaren
Svetsen
Technica/Soudure
Technical Diagnostics and NDT Testing
Technical Review
Technische Uberwachung
Tecnologia Qualidade
Tecnologie e Trasporti per il Mare
Tecnologie per il Mare
Teknos
The Brithis Journal of NDT
The European Journal of NDT
The International Journal of PVP
The Journal of S. and E. Corrosion
The Paton Welding Journal
The TWI Journal
The Welding Innovation Quarterly
Tin and Its Uses
Transactions of JWRI
Transactions of JWS
Transactions of NRIM
Ultrasonics
Unificazione e Certificazione
Università Ricerca
Unsider Notizie di Normazione
Varilna Tehnika
Westnik Maschinostroeniya
Welding & Joining
Welding & Joining Europe
Welding and Metal Fabrication
Welding Design and Fabrication
Welding International
Welding Journal
Welding Production
Welding Review International
WRC Bulletin
WRI Journal
Zavarivac
Zavarivanje
Zavarivanje I
Zincatura a caldo
Zis Mitteilungen
Zis Report
Zvaracske Spravy
Zváranie
Abbreviaz.
Sch. Pruf.
Schw. Schn.
Schweisst.
Sch. Tec.
Weld. Join.
Seleplast
Sicurezza
Skoda
Soldadura
Sold. Tec.
Inspecao
Soldagem
Soldering
Soud. Tecn. Con.
Souder
Stahlhau
Stainless Eu.
Stainless World
Stainless
Steel
Engineering
Sudura
Surface
Svar. Proiz.
Sveiseteknikk
Svetsaren
Svetsen
Tech. Soud.
NDT Testing
Tech. Rev.
Techn. Uberw.
Qualidade
Tec. Tra. Mare
Tec. Mare
Teknos
Br. Nondestr.
European NDT
Journal PVP
Corrosion
Paton Weld. J.
TWI Journal
Weld. Innovation
TIN
Trans. JWRI
Trans. JWS
Trans. NRIM
Ultrasonics
Unificazione
Università
Unsider
Var. Teh.
–
Weld. Joining
Weld. J. Europe
Welding
Weld. Des.
Weld. World
Weld. Int.
Wdg. J.
Weld. Prod.
Weld. Rev.
WRC Bulletin
WRI J.
Zavarivac
Zavarivanje
Zavariv.
Zincatura
ZIS
Zis
Zvaracske
Zváranie
Per ulteriori informazioni, rivolgersi a:
Istituto Italiano della Saldatura - Divisione PRN / Uff. Abbonamenti
Lungobisagno Istria, 15 - 16141 Genova GE
Tel. (+39) 010 8341.392; Fax (+39) 010 8367780
e-mail: [email protected] Web: www.iis.it
Elenco
degli
Inserzionisti
606
621-622+671-672
--724
612
686
614
619
608
-615
607
644-645
-744
605
-656
694
-4a cop
669
613
--733
-----703
712
618
----684
---646
616
670
-726
-685
--713
610
----693+750
611
-620
734
623
-609
--714
--655
-725
3a cop
-610
---2a cop
----617
--749
3 M ITALIA
AEC TECHNOLOGY
AIPND
ANASTA
ANCCP
ASG Superconductors
ASPIRMIG
ASSOMOTORACING
BÖHLER WELDING GROUP ITALIA
CAPILLA
CARPANETO – SATI
CEA
CEBORA
CGM TECHNOLOGY
COFILI
COM-MEDIA
COMMERSALD
DRAHTZUG STEIN
DVC – DELVIGO COMMERCIALE
EDIBIT
EDIMET
ESAB SALDATURA
ESARC
ETC OERLIKON
FEI Forum Energetico Internazionale
FIERA ACCADUEO
FIERA ALUMOTIVE
FIERA BIAS
FIERA BIMEC
FIERA BI-MU
FIERA BIMU-MED
FIERA COMPOTEC
FIERA DI ESSEN
FIERA EMO MILANO
FIERA EXPOLASER
FIERA LAMIERA
FIERA MAQUITEC
FIERA MCM
FIERA MECFORPACK
FIERA METALRICICLO
FIERA METEF
FIERA MOTORSPORT EXPOTECH
FIERA SAMUMETAL
FIERA SEATEC
FIERA SICURTECH
FIERA SUBFORNITURA
FIERA TECHFLUID
FIERA VENMEC
FRONIUS
G.B.C. INDUSTRIAL TOOLS
G.E.INSPECTION TECHNOLOGIES
G. FISCHER
GILARDONI
HYPERTHERM Europe B.V.
IGUS
INE
IPM
ITALARGON
ITW
LANSEC ITALIA
LASTEK
LINCOLN ELECTRIC ITALIA
MEDIAPOINT & COMMUNICATIONS
NDT ITALIANA
OGET
ORBITALUM TOOLS
OXYTURBO
PARODI SALDATURA
RIVISTA BELTEL
RIVISTA MECCANICA & AUTOMAZIONE
RIVISTA U & C – SAIE
RIVOIRA
RTM
SACIT
SAF – FRO
SALTECO
SANDVIK ITALIA
SELCO
SEMAT CARPENTERIA
SEMAT ITALIA
SIAD
SOL WELDING
STUDIOBOOK
TEC Eurolab
TECNEDIT
TECNOELETTRA
TELWIN
THERMIT ITALIANA
TRAFILERIE DI CITTADELLA
Via San Bovio, 3 – Località San Felice – 20090 SEGRATE (MI)
Via Leonardo Da Vinci, 17 – 26013 CAMPAGNOLA CREMASCA (CR)
Via A. Foresti, 5 – 25127 BRESCIA
Via G. Tarra, 5 – 20125 MILANO
Via Rombon, 11 – 20134 MILANO
Corso F.M. Perrone, 73r – 16152 GENOVA
Via Podi, 10 – 10060 VIRLE PIEMONTE (TO)
Via del Battirame, 6/3 – 40138 BOLOGNA
Via Palizzi, 90 – 20157 MILANO
Via per Telgate – Loc. Campagna – 24064 GRUMELLO DEL MONTE (BG)
Via Ferrero, 10 – 10090 RIVOLI/CASCINE VICA (TO)
Corso E. Filiberto, 27 – 23900 LECCO
Via A. Costa, 24 – 40057 CADRIANO DI GRANAROLO (BO)
Via Adda, 21 – 20090 OPERA (MI)
Via Friuli, 5 – 20046 BIASSONO (MI)
Via Serio, 16 – 20139 MILANO
Via Bottego, 245 – 41010 COGNENTO (MO)
Talstraße 2 – 67317 ALTLEININGEN (Germania)
Località Cerri – 19020 CEPARANA DI FOLLO (SP)
Via Cà dell’Orbo, 60 – 40055 CASTENASO (BO)
Via Brescia, 117 – 25018 MONTICHIARI (BS)
Via Mattei, 24 – 20010 MESERO (MI)
Via Cadibona, 15 – 20137 MILANO
Via Vo’ di Placca, 56 – 35020 DUE CARRARE (PD)
c/o CENACOLO – Via C. Colombo, 101/h – 29100 PIACENZA
c/o BOLOGNAFIERE – Piazza Costituzione, 6 – 40128 BOLOGNA
c/o ADExpo – Viale della Mercanzia, 142 Centergross – 40050 FUNO DI ARGELATO (BO)
c/o F & M – Fiere e Mostre – Via Caldera, 21/C – 20153 MILANO
c/o UCIMU – Viale Fulvio Testi, 128 – 20092 CINISELLO BALSAMO (MI)
c/o CARRARAFIERE – Viale Galileo Galilei, 133 – 54033 MARINA DI CARRARA (MS)
Via Vincenzo Monti, 8 – 20123 MILANO
c/o PIACENZA EXPO – S.S. 10 Loc. Le Mose – 29100 PIACENZA
c/o EXPO CONSULTING – Via Brugnoli, 8 – 40122 BOLOGNA
c/o EIOM – Viale Premuda, 2 – 20129 MILANO
c/o BOLOGNAFIERE – Piazza Costituzione, 6 – 40128 BOLOGNA
c/o EDIMET – Via Brescia, 117 – 25018 MONTICHIARI (BS)
c/o MODENA ESPOSIZIONI – Viale Virgilio, 58/B – 41100 MODENA
c/o PORDENONE FIERE – Viale Treviso, 1 – 33170 PORDENONE
c/o CARRARAFIERE – Viale Galileo Galilei, 133 – 54033 MARINA DI CARRARA (MS)
c/o FIERA MILANO TECH – Via Gattamelata, 34 – 20149 MILANO
c/o SENAF – Via Eritrea, 21/A – 20157 MILANO
c/o PADOVAFIERE – Via N. Tommaseo, 59 – 35131 PADOVA
Via Monte Pasubio, 137 – 36010 ZANE’ (VI)
Via Artigiani, 17 – 25030 TORBIATO DI ADRO (BS)
Via Grosio, 10/4 – 20151 MILANO
Via Sondrio, 1 – 20063 CERNUSCO SUL NAVIGLIO (MI)
Via A. Gilardoni, 1 – 23826 MANDELLO DEL LARIO (LC)
Vaartveld, 9 – 4704 SE ROOSENDAAL (Olanda)
Via delle Rovedine, 4 – 23899 ROBBIATE (LC)
Via Facca, 10 – 35013 CITTADELLA (PD)
Via A. Tadino, 19/A – 20124 MILANO
Via S. Bernardino, 92 – 24126 BERGAMO
Via Privata Iseo, 6/E – 20098 S. GIULIANO MILANESE (MI)
Via Bizet, 36/N – 20092 CINISELLO BALSAMO (MI)
Viale dello Sport, 22 – 21026 GAVIRATE (VA)
Via Fratelli Canepa, 8 – 16010 SERRA RICCO’ (GE)
Corso Buenos Aires, 8 – Corte Lambruschini – 16129 GENOVA
Via del Lavoro, 28 – 20049 CONCOREZZO (MI)
Via Torino, 216 – 10040 LEINI’ (TO)
Freibühlstrasse, 19 – 78224 SINGEN (D)
Via Serio, 4/6 – 25015 DESENZANO DEL GARDA (BS)
Via Piave, 33 - Z.I. – 17047 VADO LIGURE (SV)
c/o the C’ Comunicazione – Via Orti, 14 – 20122 MILANO
Via Rosellini, 12 – 20124 MILANO
Via C. Massaia, 75/L – 10147 TORINO
Via Circonvallazione, 7 – 10080 VICO CANAVESE (TO)
Via del Lavoro, 8 – 36020 CASTEGNERO (VI)
Via Torricelli, 15/A – 37135 VERONA
S.P. Rivoltana, 35/b – 20090 LIMITO DI PIOLTELLO (MI)
Via Varesina, 184 – 20156 MILANO
Via Palladio, 19 – 35010 ONARA DI TOMBOLO (PD)
Via Fornaci, 45/47 – 25040 ARTOGNE (BS)
Via Monte Bianco, 30/3 – 20043 ARCORE (MI)
Via S. Bernardino, 92 – 24126 BERGAMO
Via Meucci, 26 – 36030 COSTABISSARA (VI)
Viale Europa, 40 – 41011 CAMPOGALLIANO (MO)
Via delle Foppette, 6 – 20144 MILANO
Via Nazionale, 50a – 70 – 23885 CALCO (LC)
Via della Tecnica, 3 – 36030 VILLAVERLA (VI)
Piazzale Santorre di Santarosa, 9 – 20156 MILANO
Via Mazzini, 69 – 35013 CITTADELLA (PD)

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