Scarica la rivista in formato pdf - Istituto Italiano della Saldatura
Transcript
Scarica la rivista in formato pdf - Istituto Italiano della Saldatura
Istituto Italiano della Saldatura – Lungobisagno Istria, 15 – 16141 Genova (I) – Tariffa regime libero: “Poste Italiane SpA – Sped. A.P. 70%, DCB Genova” Tassa Pagata – Taxe Perçue ordinario – Contiene IP Bimestrale Maggio-Giugno 2010 ISSN:0035-6794 Organo Ufficiale dell’Istituto Italiano della Saldatura - anno LXII - N. 3 * 2010 Numero 3 2010 In questo numero: Relazione della Presidenza sulla gestione dell’Istituto nel 2009 e previsioni per il 2010 Trattamento ad aria calda: modalità ed applicazioni Ottimizzazione dei controlli ultrasonori per rilevare piccole discontinuità trasversali tipo re-heat cracks sui reattori hydroprocessing Didattica Caratteristiche di impiego degli elettrodi per la saldatura TIG Unità per il taglio plasma a cianfrino Messer utilizzata per la corretta preparazione dei giunti di saldatura Leader negli sma e nelle nellesuperleghe super p rleghe g didi Leader negliimpianti impianti pla plasma apporto mersald d è oggi oggi una una arealtà realtà à apportoininpolvere, polvere, Com Commersald internazionaledi di primo primo piano. internazionale piano. Dall’Europa all’AustraliaComme Commersald offre solo Dall’Europa all’Australia rsald offre solo il il meglio: sempre,ovunque ovunqueee subito. subito. meglio: sempre, COMMERSALD GROUP spa via Bottego, 245 41010 Cognento MO - Italy tel 059 822374 fax 059 333099 www.commersald.com [email protected] PROGETTO-ARIO#UCINELLA!RCHITECTSFOTO¹$ANIELE$OMENICALI 7JBMF"CSV[[J.JMBOP 5FM'BY XXXBDBJBDTJUJOGP!BDBJBDTJU %"0-53& 6/4&44"/5&//*0 16/50%* 3*'&3*.&/50 %&--&1*6 26"-*'*$"5& ";*&/%&%&--" $04536;*0/& .&5"--*$" Dove non arriva la conoscenza arriva la fantasia. Siamo abituati a guardare oltre, a non fermarci all’evidenza. Così mettiamo a frutto esperienza e creatività, tecnologia e intuito, per arrivare al risultato. Sempre prima di domani. PETERGRAF Il futuro è oltre e noi ci saremo. (I. Newton) ASG Superconductors spa 16152 Genova - Italy Corso F.M. Perrone, 73r Tel +39 010 6489111 - Fax +39 010 6489277 www.as-g.it - e-mail: [email protected] In cooperation with: Partner Country: 5° Salone Internazionale e Convention dei Materiali Compositi, Tecnologie e Applicazioni www.composites-europe.com Two trade fairs, one view of the future ... THE WHOLE WORLD OF NEW MATERIALS dal 14 al 16 Settembre 2010, Centro Fieristico di Essen, Germania ... between innovation and environment ALUMINIUM 2010 8a fiera mondiale e congresso Organiser: Institutional Patron: Partner: Official International Media Partner: International Media Sponsor: Contatto Visitatore COMPOSITES EUROPE & ALUMINIUM: Promoevents srl; Tel 02/33402131; [email protected] www.efp.de www.aluminium-messe.com ?^fTa BXbcT\XgjZalYda_TacdQXcPV[X^b\dbb^X]cTbcPcdaPbP[SPcdaP ;X]eT]c^aTST[[PcPV[XPcdQX^aQXcP[T>[caT#P]]XSXTb_TaXT]iPPSXb_^bXiX^]T _Ta [P [Pe^a PiX^]T STX cdQX X] X\_XP]cX T X]bcP[[PiX^]X X]Sdb caXP[X 2^] [P ePbcP V P\\P >aQXcP[d\ C^^[b PeaTcT bT\_aT [P \XV[X^aT _aT_PaPiX^]T STX cdQX ^ed]`dT e^X bXPcT) ~ <PRRWX]T b\dbbPcaXRX T cPV[XP cdQX ~ <PRRWX]T _Ta [P [Pe^aPiX^]T ST[[T TbcaT\XcÇ STX cdQX ~ <PRRWX]T _Ta [P [Pe^aPiX^]T SX cdQX _Ta RP[SPaTaXP ~ <PRRWX]T X]cTbcPcaXRX ~ 6T]TaPc^aX _Ta BP[SPcdaP >aQXcP[T R^] R^]ca^[[^ Pdc^\PcXR^ ~ CTbcT _Ta bP[SPcdaP ^aQXcP[T P RP\TaP RWXdbP ^ P_TacP ~ CTbcT _Ta bP[SPcdaP ^aQXcP[T cdQ^ _XPbcaP TcR d MfYmfa[Ykgdmragf][gehd]lY& Af^gjeYragfa2 >aQXcP[d\ C^^[b 6\Q7 0] 8C F 2^\_P]h 9^bTUBRWãcc[TaBcaPbbT & &'!!# BX]VT] 6Ta\P]XP CT[ #( &&" &(!$!" 5Pg #( &&" &(!$!# f f f^aQXcP[d\R^\ c^^[b/ ^aQXcP[d\R^\ Nk&[gflYllgafAlYdaY26X^eP]]X6WXSX]XVX^eP]]XVWXSX]X/ ^aQXcP[d\R^\ “Cerchiamo di rendere migliore il vostro lavoro e la vostra vita.” DELVIGO COMMERCIALE Supporti ceramici per la saldatura MATAIR Forni, aspirazione e riciclaggio dei flussi CETh, trattamenti termici DELVIGO COMMERCIALE Loc. Cerri, 19020 Ceparana di Follo SP Tel. 0187931202 fax 0187939094 e-mail [email protected] www.delvigo.com www.grafocom.it Ecco il nostro DNA. {Personalizzazione} {Qualità} {Prestazioni} {Sicurezza} {Innovazione} {Tecnologia} {Made in Italy} {Affidabilità} TTECNOELETTRA ECNOELETTRA S S.p.A. . p. A . via Nazionale, ziona 50a-70 - 23885 Calco [LC] Italy - tel. +39 039 9910429 - fax +39 039 9910431 - [email protected] - www www.tecnosa.it .tecnosa.it We are the World of Welding Solutions. Il segreto del nostro successo è la profonda conoscenza dei materiali. Abbiamo svolto un ruolo essenziale nel costruire “il mondo della saldatura” con nuovi prodotti, processi e materiali. Fidatevi di un partner che non è solo produttore ma anche consulente serio e affidabile al servizio delle vostre necessità. Per noi essere vicini ai clienti significa accompagnarli con le nostre competenze, in ogni parte del mondo. Böhler Welding Group Italia S.p.A. via Palizzi, 90 - 20157 Milano tel. 02 390171 - fax 02 39017246 www.btw.it Charta sas - Milano Gestione e commercializzazione per l’Italia M M AC CH IN E UT AC EN CH I S IL NE UT EN R OB OT AU SI L T OM A E N O ZI O I A TEC N A SP IA O DE F O RM AZIO NE RTAZ IONE I AR IE LO G A I LI S U E LA COSA GIUSTA AL POSTO GIUSTO 5-9/10/2010 27.BI-MU ospita 15 IL MONDO DELL’ASSEMBLAGGIO IL MONDO DELLA FINITURA DELLE SUPERFICI 27.BI-MU 22 Superficie disponibile per la manifestazione 18 14 13 11 STAZIONE RHO-FIERA METROPOLITANA LINEA 1 9 EST AEROPORTO ORIO AL SERIO VENEZIA AEROPORTO MALPENSA CO MO -VA RE SE 27.BI-MU ENZI ALE COLOGNO NORD RHO-FIERA EST ito DUOMO AEROPORTO LINATE ing Metropolitana d’ ABBIATEGRASSO GE N A GN LO BO OVA S.DONATO I F I R T E D C E ISO 9001-2000 N. 4548/0 re s so vese lio Navigl io Pa Navig e Grand E ON tto ZI iglie A O E TR il b o e) IC G IS ere tuit n lin OG RID RI G a v o L r B E e g ti TO EC ER i ric so ica CNO ITY OSI RT R L d s d P e n TE UA SP FO NI, TE, A A ette gr ni i E S O A I - L erm d’in rmi RIO DI Q GLI DI AZI RN OPR E p ie te RTO MA DE NE RM GIO PR ION (n E M O ZIO FO AG A AZ L T P A G A RE R O T IN E E S L ROG TAL SEN LE ENT AR IFE I N - P A E TE M M A E M L C R - I - IL A P TUT NT GRA A M L - L - STA RO AL CO R P ITA PE VIS at u P.TA VITTORIA BISCEGLIE GESSATE gr fieramilanocity TANGENZIALE MACIACHINI S CETAZIO NT NE RA LE BOVISA NORD OVEST TORINO DIREZIONE MOSTRA, SALA STAMPA, CENTRO CONGRESSI, CENTRO SERVIZI SESTO F.S. TANG TANGENZIALE IL MONDO DELLA SALDATURA 24 OV EST In concomitanza con Soluzioni accurate per un mercato in continua evoluzione. Per Rivoira le richieste di ogni singolo cliente diventano una sfida: progettiamo e proponiamo la soluzione su misura, in base alle specifiche esigenze produttive e di processo. LaserStar™: la nostra linea di prodotti si conforma perfettamente ai più elevati standard di qualità richiesti dai principali costruttori di impianti laser e plasma. StarGas™: saldare è un’arte e, per questo, mettiamo a vostra disposizione le nostre migliori miscele, realizzate in collaborazione con il nostro Laboratorio di Sviluppo e Ricerca, per scegliere quella più adatta alle vostre esigenze. Impiantistica: per Rivoira “sicurezza” è la parola d’ordine; la nostra missione è assicurarla con tutta la flessibilità di cui il cliente ha bisogno, grazie a soluzioni sempre altamente personalizzate. Rivoira S.p.A. - Gruppo Praxair Tel. 199.133.133* - Fax 800.849.428 [email protected] * il costo della chiamata è determinato dall’operatore utilizzato. www.rivoiragas.it Rivoira: da quasi 100 anni a sostegno della vostra crescita. Editoriale La prima lettera di Paolo ai Corinzi “…. 12.12 Come infatti il corpo, pur essendo uno, ha molte membra e tutte le membra, pur essendo molte, sono un corpo solo………. . 12.14 Ora il corpo non risulta di un membro solo, ma di molte membra. 12.15 Se il piede dicesse: “Poiché io non sono mano, non appart e n g o a l c o r p o ” , n on pe r que st o non farebbe più parte del corpo. ……… 12.19 Se poi tutto fosse un membro solo, d o v e s a re b b e i l c o r p o ? … … … … 12.26 Quindi se un membro soffre, tutte le membr a s o ffro n o in si e me ; e se un membro è onorato, tutte le membra gioiscono con lui……………………………” Le espressioni di cui sopra, tratte dalla prima lettera di Paolo ai Corinzi, si riferiscono, in un contesto teologicamente dibattuto da sempre, all’unicità di Dio e della Sua Chiesa, pur a fronte di una pluralità di aspetti diversi. Molto più modestamente (e rischiando qualcosa dal lato della blasfemia) le 280 Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2010 medesime espressioni possono adattarsi anche all’applicazione di un Sistema di Gestione Integrato, sulla base della constatazione che i sistemi complessi possono essere gestiti, per loro natura, soltanto tramite l’impiego di strumenti adeguati, sia di carattere organizzativo che comportamentale, in grado di tenere sotto controllo i numerosi aspetti, diversi ma in varia misura correlati e interferenti, che si pongono in essere. Nel mondo specifico dell’impresa, che costituisce a tutti gli effetti un sistema complesso, questi aspetti afferiscono a temi, quali: • gli strumenti di “governance”; • il controllo di gestione; • la gestione del rischio; • la qualità dei prodotti e/o dei servizi forniti; • la sicurezza nei luoghi di lavoro; • il rapporto con l’ambiente; • l’uso dell’energia; • la responsabilità amministrativa; • la tutela della “privacy”; • la responsabilità sociale. Emerge, da quanto sopra, uno scenario parecchio variegato con esigenze organizzative e gestionali rilevanti che possono trovare soluzione non certo in una pletora di sistemi di gestione specializzati, bensì e soltanto in un Sistema di Gestione Integrato (in genere strutturato sulla base dei criteri applicati dalla norma UNI EN ISO 9001), il cui scopo sia quello di convogliare (evitando contrapposizioni, sovrapposizioni e duplicazioni) i diversi comportamenti lungo percorsi sinergici per la salvaguardia del valore esistente dell’impresa e la creazione di nuovo valore, attraverso l’implementazione ordinata e controllata della “mission”. La messa in atto di un sistema gestionale, di qualsivoglia estensione, a fronte di indubbi vantaggi attinenti gli aspetti portati a sistema, quali soprattutto: • la tenuta sotto controllo dell’organizzazione e della gestione; • l’ottimizzazione delle risorse; • la comprensione del contesto in essere e, pertanto, la capacità di elaborare proposte di prospettiva, comporta anche costi corrispondenti che, in caso di una corretta applicazione del sistema stesso, non possono che essere compensati dai risvolti economici dei vantaggi suddetti. Inoltre, mentre i costi dell’applicazione di un sistema di gestione sono certi e possono essere calcolati (e, quindi, portati a budget), i costi della “non gestione” sono invece variabili ed incerti e, pertanto, possono essere soltanto subiti. Un Sistema di Gestione Integrato (come tutti i sistemi) non può, ragionevolmente, essere completamente inclusivo, restandone escluse quelle attività marginali o estemporanee che, qualora trattate all’interno del sistema stesso, lo caricherebbero di “minutaglia” ad elevato costo di ges tione e s cars o o nullo v a l o r e aggiunto. Lo spazio di discrezionalità che pertiene a queste attività escluse deve comunque essere gestito tramite la creazione di criteri aziendali condivisi che orientino le scelte verso una adeguata omogeneità. “De minimis non curat Praetor” dicevano con lungimiranza gli antichi romani, dimostrando un’attitudine alla gestione ben maggiore di quella manifestata da non pochi “apparatik” del giorno d’oggi. Dott. Ing. Mauro Scasso Segretario Generale IIS ANNO LXII Maggio-Giugno 2010 Pubblicazione bimestrale DIRETTORE RESPONSABILE: Ing. Mauro Scasso REDATTORE CAPO: Geom. Sergio Giorgi REDAZIONE: Sig.ra Deborah Testoni, P.I. Maura Rodella PUBBLICITÀ: Sig. Franco Ricciardi Organo Ufficiale dell’Istituto Italiano della Saldatura Abbonamento annuale 2010: Italia: .......................................... € 90,00 Estero: ........................................ € 155,00 Un numero separato: ................ € 20,00 La Rivista viene inviata gratuitamente ai Soci dell’Istituto Italiano della Saldatura. Direzione - Redazione - Pubblicità: Lungobisagno Istria, 15 - 16141 Genova Telefono: 010 8341333 Telefax: 010 8367780 e-mail: [email protected] web: www.iis.it Sommario Articoli 283 Relazione della Presidenza sulla gestione dell’Istituto nel 2009 e previsioni per il 2010 303 Saldatura di forti spessori con laser in fibra ottica fino a 30 kW – M. GRUPP, K. KLINKER, S. CATTANEO 309 Trattamento ad aria calda: modalità ed applicazioni – F. RINALDI, C. PIGNATTI 319 Ottimizzazione dei controlli ultrasonori per rilevare piccole discontinuità trasversali tipo re-heat cracks sui reattori hydroprocessing – G. ZAPPAVIGNA, C. PEDRINZANI 327 Progettazione di intervalli di ispezione CND per assili ferroviari – S. CANTINI, S. BERETTA, M. CARBONI 333 Structural integrity of a welded TRIP800 steel using Laser CO2 and GMAW processes – G.Y. PÉREZ-MEDINA et al. 341 363 Progetto grafico: COMEX sas - Milano Fotocomposizione e stampa: ALGRAPHY S.r.l. - Genova Tel 010 8366272, Fax 010 8358069 - www.algraphy.it L’istituto non assume responsabilità per le opinioni espresse dagli Autori. La riproduzione degli articoli pubblicati è permessa purché ne sia citata la fonte, ne sia stata concessa l’autorizzazione da parte della Direzione della Rivista, e sia trascorso un periodo non inferiore a tre mesi dalla data della pubblicazione. La collaborazione è aperta a tutti, Soci e non Soci, in Italia e all’Estero. La Direzione si riserva l’accettazione dei messaggi pubblicitari. Ai sensi del D.Lgs. 196/2003, i dati personali dei destinatari della Rivista saranno oggetto di trattamento nel rispetto della riservatezza, dei diritti della persona e per finalità strettamente connesse e strumentali all’invio della pubblicazione e ad eventuali comunicazioni ad esse correlate. International Institute of Welding (IIW) Capture efficiency of integral fume extraction torches for GMA welding – Part 2 M. MARCONI, A. BRAVACCINI IIS Didattica Caratteristiche di impiego degli elettrodi per la saldatura TIG Rubriche 369 Scienza e Tecnica Presente e futuro del controllo UT: tecnica TOFD – S. PICASSO 371 IIS News Resoconto della riunione del Comitato Direttivo dell’IIS del 14 Aprile 2010 Resoconto della riunione del Consiglio Generale dell’IIS del 3 Maggio 2010 Assemblea Generale dei Soci dell’IIS 375 In memoria Mario Bortolini 377 IIW-EWF Notizie Licence contract between EWF and IIW governs education and certification 379 Dalle Associazioni Indagine congiunturale 2010 dell’ANIMA 381 Dalle Aziende 385 Notiziario Letteratura tecnica Codici e norme Corsi Mostre e convegni 393 Ricerche bibliografiche da IIS-Data Metallurgia e saldabilità degli acciai al Cr-Mo ad alta lega 398 Elenco degli Inserzionisti Rivista associata Registrazione al ROC n° 5042 - Tariffa regime libero: “Poste Italiane SpA - Spedizione in Abbonamento Postale 70%, DCB Genova” - Fine Stampa Giugno 2010 Aut. Trib. Genova 341 - 20.4.1955 3 In copertina Unità per il taglio plasma a cianfrino Messer utilizzata per la corretta preparazione dei giunti di saldatura La testa da taglio bevel tipo “Skew Rotator ®” a rotazione infinita ed inclinazione variabile da ±52° è un brevetto consolidato della divisione Sistemi da Taglio del Gruppo Messer. Rappresenta ad oggi la tecnologia più evoluta presente sul mercato per la preparazione dei giunti di saldatura. La richiesta di pezzi tagliati al plasma già cianfrinati con tolleranze minime è in costante aumento come nella cantieristica navale, nella preparazione di strutture complesse e importanti quali strutture di ponti metallici, capannoni, piattaforme off-shore e torri eoliche. La gestione è affidata al controllo numerico Global Control ® Messer di nuova generazione e ad un software proprietario “Omnibevel ®” per le compensazioni in automatico del posizionamento utensile. Tale applicazione viene fornita sull'impianto Omnimat ®, con potenze dei generatori da 160 fino a 800 A, anche per il taglio in acqua. La vendita e la gestione dell'assistenza tecnica vengono eseguite in Italia direttamente dalla società Messer Griesheim Saldatura Srl di Milano (Messer Group) con i propri tecnici. Nella gamma degli impianti da taglio sono presenti inoltre anche le tecnologie ossitaglio, plasma, laser CO2 e laser a fibra, di qualsiasi dimensione per i vari formati di lamiera ed esigenze particolari. Corso di Qualificazione ad International Welding Technologist (IWT) ed International Welding Engineer (IWE) Torino 2010-2011 L’ISTITUTO ITALIANO DELLA SALDATURA terrà, a partire dall’Ottobre 2010 presso la sede di Bytest srl a Volpiano (TO), un corso per International Welding Engineer / Technologist, con struttura modulare. La formula ha riscosso nel recente passato il gradimento del pubblico, poiché non prevede assenze prolungate dal posto di lavoro garantendo, al tempo stesso, condizioni ideali all’apprendimento. Oltre alla rinnovata collana di dispense - interamente a colori - sarà fornito ad ogni partecipante anche un CD Rom edito in collaborazione con l’UNI contenente una raccolta di oltre 300 norme europee relative alla saldatura (ed alle materie ad essa correlate, come le prove non distruttive). 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. Programma didattico Il Corso prevede quattro materie di tipo teorico (svolte nelle Parti 1 e 3) ed una fase dedicata all’addestramento pratico (Parte 2). In particolare, le lezioni teoriche (parti 1 e 3) saranno riferite a: - metallurgia generale e della saldatura, saldabilità dei materiali metallici; - tecnologie e processi di saldatura convenzionali ed avanzati; - concezione, progettazione e calcolo dei giunti per strutture saldate nei diversi campi di applicazione (caldareria, piping, carpenteria pesante e leggera); - aspetti generale di fabbricazione, controllo qualità, esempi applicativi. Faranno parte della parte pratica (parte 2) dimostrazioni ed addestramento di base nei principali processi manuali e semiautomatici e due giornate di stage presso i laboratori dell’Istituto Italiano della Saldatura a Genova con dimostrazioni di processi automatizzati e robotizzati. Calendario ed orario delle lezioni e sede di svolgimento Le lezioni saranno svolte a tempo pieno nelle giornate di Giovedì e Venerdì con cadenza bisettimanale; l’inizio delle lezioni è previsto a partire dall’Ottobre 2010, il temine entro il mese di Luglio 2011. Il Corso sarà svolto con orario 9:00 ÷ 18:00. La sede di svolgimento è la Bytest, in Via Pisa 12, a Volpiano (TO), con l’eccezione dello stage che sarà svolto presso la sede principale dell’IIS, in Lungobisagno Istria 15, a Genova. Lo svolgimento del corso è subordinato al raggiungimento del numero minimo di partecipanti. Esami finali Gli esami finali relativi ai quattro moduli didattici teorici potranno essere sostenuti sia presso la sede di svolgimento del corso, sia nelle altre sessioni, sia nelle date programmate e tabulate nell’Attività Didattica 2010 dell’IIS. Informazioni Per ulteriori informazioni è possibile rivolgersi all’Istituto Italiano della Saldatura (Lungobisagno Istria 15, 16141 Genova, www.formazionesaldatura.it), Divisione Formazione, al numero 010 8341371 (fax 010 8367780), oppure all’indirizzo di posta elettronica [email protected]. Iscrizioni Le iscrizioni dovranno pervenire entro Venerdì 8 Ottobre 2010 utilizzando il modulo cartaceo scaricabile anche sul sito www.formazionesaldatura.it. Quote di iscrizione La quota di partecipazione al Corso, comprensiva 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 sul c/c 64500, Cassa Risparmio Alessandria, ABI 06075, CAB 01400, CIN G, IBAN IT 72 G 06075 01400 000000064500, intestato all’Istituto Italiano della Saldatura. Istituto Italiano della Saldatura Relazione della Presidenza sulla gestione dell’Istituto nel 2009 e previsioni per il 2010 * • per la certificazione, 22% (26%); • per l’ingegneria, l’assistenza tecnica e la diagnostica e controlli non distruttivi, 58% (54%). 1. Risultato complessivo Il risultato complessivo conseguito dall’Istituto Italiano della Saldatura nell’esercizio 2009, in un contesto oggettivamente difficile, è da ritenersi ragionevolmente soddisfacente. 2. Attività nel 2009 I ricavi dell’esercizio 2009 ammontano a Euro 24 086 778 e, in termini percentuali per attività, sono distribuiti come riportato nel grafico. In particolare le percentuali delle attività aggregate sono risultate pari a: • per la formazione, il laboratorio, la ricerca, la convegnistica e la pubblicità, 20% (20%); 2.1 Formazione Nel corso del 2009 la Divisione Formazione ha sostanzialmente mantenuto i ricavi per attività conseguiti nel 2008, con risultati migliorativi per le attività di formazione teorica in saldatura e nella microelettronica, cui si contrappone un leggero regresso per le attività nel settore della formazione nei settori dei controlli non distruttivi e della saldatura di materie plastiche (appare invece stabile il dato relativo alla saldatura pratica di materiali metallici). L’Area “Formazione Teorica in Saldatura” ha costruito la propria attività soprattutto con riferimento ai corsi di qualificazione per Figure Professionali in Saldatura, riconosciuti dall’International Institute of Welding (IIW) e dall’European Welding Federation (EWF). Oltre all’attività programmata, sono da citarsi i corsi straordinari tenuti in Promozione Normazione 2% (2%) Certificazione 22% (26%) Formazione 12% (12%) Diagnostica 24% (23%) Laboratorio 5% (5%) diverse località nazionali; in particolare sono stati acquisiti contratti per corsi di formazione aziendali per conto di primarie aziende operanti nella fabbricazione di apparecchi in pressione del nord - est e del centro Italia (in questo ultimo caso, l’attività è condotta in collaborazione con l’Università dell’Aquila, come Master di I livello). Si segnala infine lo svolgimento del primo corso di qualificazione per IWE svolto in collaborazione con il Registro Navale Italiano in Izmir (TR) e l’acquisizione di un ulteriore contratto per un corso di qualificazione per IWI in Aktau (KZH). L’Area “Formazione nelle Prove non Distruttive” ha proposto i tradizionali corsi di qualificazione nei cinque metodi fondamentali (RT, UT, MT, PT e VT), secondo la normativa europea (UNI EN 473:2001), internazionale (ISO 9712) e la Raccomandazione statunitense ASNT SNT-TC-1A. Quest’Area ha risentito più di altre di una certa stagnazione del settore, registrando una flessione nel volume complessivo dei contratti acquisiti. L’anno 2009 ha visto infine un profondo rinnovamento del personale dell’area, dato il pensionamento di due dei docenti in servizio. L’Area “Formazione nella Saldatura delle Materie Plastiche”, a sua volta oggetto di un rinnovamento dei quadri, ha svolto attività didattica prevalentemente con riferimento alla normativa * Ricerca 1% (1%) Ingegneria 7% (6%) Assistenza Tecnica 27% (25%) Le percentuali tra parentesi si riferiscono all’anno precedente. Relazione sull’attività svolta dall’Istituto nel 2009, Bilancio 2009 e previsioni per il 2010 (punti 1÷5), Nota Integrativa 2009 (punto 6) e Relazione del Collegio dei Revisori dei Conti dell’IIS (punto 7), presentate all’Assemblea Generale dei Soci, tenutasi a Genova nella Sala Conferenze «Ugo Guerrera» dell’IIS il 3 Maggio 2010. Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2010 283 Relazione della Presidenza sulla gestione dell’Istituto nel 2009 e previsioni per il 2010 italiana (UNI 9737), relativa alla saldatura di tubazioni e raccordi di polietilene per la distribuzione di fluidi in pressione. Il volume complessivo dei contratti acquisiti per attività è risultato in leggera flessione rispetto a quello conseguito nel 2008. L’Area “Formazione in Microsaldatura” ha operato, con interessante profitto, nelle tre filiere di attività principali: i corsi di qualificazione secondo le specifiche dell’European Space Agency (ESA), quelli secondo le procedure dell’Association Connecting Electronic Industries (IPC) e quelli secondo le norme nazionali, senza trascurare le attività strutturate sulla base di specifiche esigenze del committente. Il volume dei contratti acquisiti per attività ha visto un ulteriore, lieve incremento rispetto al già positivo dato del 2008, malgrado il settore sia apparso profondamente toccato dalla crisi. Pe r q u a n to c o n c e r ne i nfi ne l ’Are a “Formazione Pratica”, il risultato economico appare stabile rispetto all’esercizio precedente; il risultato resta comunque apprezzabile, considerando le difficoltà dello specifico comparto. 2.2 Laboratorio La Divisione Laboratorio nel 2009 ha mantenuto inalterati i propri risultati in termini di offerta di servizi e di fatturato rispetto all’anno precedente. In linea con l’andamento degli anni precedenti, ha continuato a modificarsi il peso percentuale delle attività direttamente acquisite dal laboratorio (analisi di danneggiamento, caratterizzazione materiali, indagini metallografiche, di suscettibilità alla corrosione, microelettronica, ecc.) con oltre il 51% del fatturato, rispetto alla quota di attività correlabile alla certificazione delle procedure di saldatura o dei saldatori, che si è attestata intorno al 38% del fatturato totale. Il restante 11% ha riguardato altri Settori quali: la Ricerca, l’Assistenza Tecnica. Più in dettaglio, si evidenzia che il settore delle giunzioni in polietilene ha subito, almeno per quanto riguarda le prove meccaniche per la certificazione dei saldatori, una significativa contrazione mentre l’esecuzione delle prove per la certificazione delle procedure e dei saldatori in acciaio si è ridotta di qualche punto percentuale. Al contrario, si è mantenuta pressoché invariata l’atti- 284 Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2010 vità di maggiore impegno tecnico e scientifico, come l’indagine di avaria su componenti a pressione o su strutture metalliche e circuiti elettronici. Significativo è stato il volume delle attività svolte per la valutazione dell’affidabilità di componenti e strutture operanti in regime di scorrimento viscoso o soggetti a condizioni di carico a fatica; le attrezzature di prova, dedicate a tali attività, sono state impiegate con continuità per quasi tutto l’anno. Viste le criticità legate alla concorrenza di laboratori più piccoli ed economici, l’Istituto ha scelto di proseguire nello sforzo di investimento nell’ammodernamento del parco macchine utensili e di prova, al fine di migliorare ulteriormente la qualità del servizio e rispondere opportunamente ai requisiti di sicurezza del lavoro imposti dalle normative. 2.3 Ricerca Nell’anno 2009 si sono concluse le attività legate al progetto europeo ECONWELD, che aveva l’obbiettivo di realizzare attrezzature di tipo ergonomico ed ecologico per le operazioni di saldatura. Come risultato finale è stata presentata la richiesta di brevettazione di un casco d i s a l d a t u r a v e n t i l a t o , a l l ’ U ff i c i o Europeo del Brevetto di Monaco. Nel corso dell’anno sono anche termina t i i l a vori relativi a due progetti europei: EURODATA e WELDICTION. Il primo ha concluso l’aggiornamento della banca dati per i questionari d’esame della qualificazione delle Figure Professionali in saldatura, il secondo ha prodotto, su CD, un dizionario di termini di saldatura in tutte le lingue dei Paesi partecipanti al progetto. Verso la fine dell’anno è iniziato un nuovo progetto europeo denominato DISTOOLWELD, di durata biennale, avente come obbiettivo la preparazione di un CD che costituisce la parte di base per l’insegnamento a distanza nei corsi delle Figure Professionali in saldatura. Per quanto riguarda il Settore Processi Speciali di Saldatura, si sono intensificate (non riuscendo, tuttavia, a saturare la capacità operativa delle attrezzature) le attività di ricerca sperimentale per la ottimizzazione dei parametri del processo Friction Stir Welding (FSW) applicato ai giunti in titanio per l’industria aeronautica ed in acciaio per condotte di trasporto gas. Purtroppo, invece, tutti i finanziamenti Governativi dei progetti di ricerca, che dovevano essere definiti dal MIUR entro il 2009, hanno subito un battuta d’arresto a causa del periodo di recessione economica. In particolare i bandi per i progetti “Industria 2015” denominati “Mobilità Sostenibile” e “Metadistretto Nautica di Messina” sono stati sospesi. Invece, anche se con molto ritardo, sono proseguite le attività di preparazione del progetto “AMERICA” per il comparto aeronautico, che sarà ufficialmente presentato nel prossimo Bando PON di Febbraio 2010. A questo riguardo, l’Istituto ha deciso di entrare a far parte del Consorzio CALEF che sarà il Soggetto proponente del progetto stesso. Fra le altre attività di particolare interesse, possono essere citate anche le ricerche effettuate per la caratterizzazione dei giunti saldati di tubazioni in P92 e per l’applicazione ed il confronto dei processi di saldobrasatura CMT e Laser solido a fibre, su componenti di cerchi ruota per autoveicoli. 2.4 Manifestazioni Tecniche e Pubblicazioni Nel 2009 la Divisione Promozione, Relazioni Esterne e Normazione è stata impegnata nel primo semestre nell’organizzazione della settima edizione del Congresso Europeo sulle Tecnologie di Giunzione (EUROJOIN 7) dell’European Welding Federation (EWF) che si è tenuto, in concomitanza alla quinta edizione delle Giornate Nazionali di Saldatura (GNS5), al Palazzo del C a s i n ò d i Ve n e z i a L i d o , i l 2 1 e 2 2 Maggio 2009, con notevole gradimento degli oltre 850 partecipanti e dei 32 sponsor, sia per quanto ha riguardato i contenuti tecnici che per l’organizzazione. Contemporaneamente è stata portato a termine un denso programma di manifestazioni tecniche di alto profilo (15 fra seminari e convegni, alcuni dei quali in collaborazione con altri Enti / Associazioni) che ha visto la partecipazione complessiva di circa un migliaio di esperti. Per quanto concerne le pubblicazioni, la Rivista Italiana della Saldatura ha pubblicato, nei 6 numeri del 2009, 49 articoli tecnico-scientifici e 58 rubriche d’informazione. Nel corso del 2009 sono stati pubblicati i seguenti quattro nuovi Relazione della Presidenza sulla gestione dell’Istituto nel 2009 e previsioni per il 2010 testi: “Controllo radiografico”; “Atti/Proceedings - Eurojoin7/GNS5; “I trattamenti termici di strutture e componenti saldati (Volume degli Atti, Genova, 30 Settembre 2009)”; “La saldatura dello zirconio”. 2.5 Studi e Normazione La “Commissione Saldature” dell’UNI, la cui Segreteria e Presidenza sono affidate all’Istituto, ha svolto nel 2009 una intensa attività rivolta principalmente alla gestione dei documenti elaborati dalle Unità di Lavoro del CEN TC 121 “Welding” e dell’ ISO TC 44 “Welding and allied processes” (circa 700 documenti), all’espletamento delle azioni per la definizione del voto nazionale sulle p ro p o s te d i n o r m a E N e d ISO (i n numero di 47) e all’adempimento dell’iter di recepimento delle norme europee emesse (in numero di 23). Per quanto riguarda le attività di normazione nazionale, è proseguita la revisione delle norme riguardanti la saldatura delle materie plastiche, elaborate dalla Sottocommissione mista Saldature/Uniplast, sulla base anche delle nuove normative europee sull’argomento recentemente emesse dal CEN e dall’ ISO. Per quanto riguarda le attività internazionali, sono stati seguiti i lavori del CEN riguardanti i Comitati Tecnici: 54 “Unfired Pressure Vessels”, 135 “Steel Structures” e 138 “Non Destructive Testing”, nonché i lavori dell’European Welding Federation (EWF) e dell’International Institute of Welding (IIW). È da segnalare infine la partecipazione “attiva” di otto Ingegneri dell’Istituto all’Assemblea Annuale dell’ International Institute of Welding (IIW), svoltasi dal 12 al 17 Luglio 2009 a Singapore. 2.6 Certificazione Nel corso del 2009 la Divisione Certificazione ha risentito dell’attuale periodo di crisi economica che ha portato il mondo industriale a ridurre in modo significativo i propri investimenti nel settore, con qualche ripercussione sulle attività svolte. Nel corso dell’anno è comunque proseguita la politica di sviluppo dei servizi offerti in Italia ed all’estero. Nell’ambito della “Certificazione dei Sistemi Qualità”, sebbene numerose Società abbiano rinunciato alle certifica- zioni già in essere a fronte di una riduzione delle attività produttive, è aumentato il numero complessivo dei contratti di certificazione aziendale, secondo UNI EN ISO 9001, UNI EN ISO 14001, UNI EN ISO 3834 e UNI EN 15085 (per cui si è concluso l’iter di riconoscimento da parte dell’Agenzia Nazionale per la Sicurezza delle Ferrovie - ANSF), rispetto all’anno precedente (con riferimento, in particolare, alle norme di gestione dei processi di fabbricazione). La “Certificazione di Prodotto” ha mantenuto rispetto all’anno precedente i volumi di attività che hanno riguardato la valutazione di conformità dei prodotti nel contesto del Consorzio Europeo Certificazione (CEC) a fronte delle Direttive 97/23/CE (PED), 94/9/CE (ATEX), 99/36/CE (TPED). Sono inoltre proseguite con successo le numerose attività di servizio integrato nei confronti dei grandi Utilizzatori di impianti industriali, specie per le applicazioni riguardanti l’art. 10 (deroghe alle frequenze delle verifiche periodiche) del D.M. n. 329/2004; le attività di supporto alla denuncia delle tubazioni (art. 16 del D.M. n. 329/2004) si sono invece concluse nel primo bimestre dell’anno. Nel 2009 l’attività di “Certificazione delle Procedure di Saldatura” e degli attraversamenti ferroviari ha ricalcato i volumi dell’anno precedente. Nell’ambito della “Certificazione del Personale”, è stato nuovamente consolidato l’andamento degli anni precedenti sia nel campo delle Figure Professionali di saldatura che dei controlli non distruttivi, consolidando interessanti iniziative all’estero. Si sono leggermente ridotte le attività di certificazione dei saldatori e degli operatori di saldatura. 2.7 Ingegneria Nel corso del 2009 sono proseguite le attività ormai tradizionali della Divisione Ingegneria. L’impegno dell’Area “Affidabilità degli Impianti” nel settore degli studi di Risk Based Inspection e dell’Area “Calcolo e Progettazione” nei settori delle verifiche di calcolo, della vita residua dei componenti, degli studi di Fitness for Service, è stato mantenuto a livelli significativi. L’Area “Ingegneria di Processo” ha proseguito, nel corso del 2009, la fornitura di servizi relativi all’ottimizzazione di processi produttivi nel settore della raffinazione. È da segnalare un allargamento dei settori di competenza della Divisione attraverso uno sviluppo dei servizi forniti in nuovi settori applicativi: studi ed analisi dei sistemi di sicurezza degli impianti, valutazioni di S.I.L. (Safety Integrity Level), verifiche di calcolo e dimensionamento degli accessori di sicurezza, ecc.. Sono stati inoltre acquisiti incarichi specialistici nel settore della protezione e prevenzione nei confronti della corrosione, nonché nei settori Oil&Gas e siderurgico per la preparazione di specifiche di progetto di tubazioni per importanti società operanti nel settore. Nel 2009 la Divisione Ingegneria ha partecipato, con propri rappresentanti, ai gruppi di lavoro formati dal CTI per l’emissione di nuovi documenti sulla determinazione della vita residua dei componenti operanti in regime di creep e per l’emissione di una linea guida sull’applicazione del metodo RBI, applicata alla definizione di periodicità alternative a quelle di legge per le verifiche periodiche dei componenti a pressione. 2.8 Assistenza Tecnica in Saldatura Nel corso del 2009 l’attività dei funzionari della Divisione è proseguita a ritmo sostenuto, con un leggero incremento rispetto all’impegno dell’anno precedente. Nel Settore della “Carpenteria”, ispettori dell’Istituto hanno seguito la costruzione in officina ed in cantiere di importanti ponti e viadotti stradali quali quelli della Variante di Valico, dell’Autostrada del Brennero, dell’autos trad a Mi l a n o Venezia, per citare i principali, e la prefabbricazione in officina del ponte ferroviario sul Polcevera. Sono proseguite inoltre le prestazioni di consulenza e ispezione in cantiere nell’ambito della costruzione del Sardinia Radiotelescope. È stata seguita le costruzione in officina ed in cantiere di una fornitura di pali saldati per il Mose, di un grande Centro Congressi a Roma, e sono iniziati i lavori di assistenza tecnica nell’ambito della realizzazione del nuovo Stadio della Juventus. Nel Settore della “Caldareria” è proseguita l’importante attività di supervisione alla costruzione di reattori, forni, colonne e scambiatori per l’industria chimica e petrolchimica. È stata seguita Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2010 285 Relazione della Presidenza sulla gestione dell’Istituto nel 2009 e previsioni per il 2010 la costruzione di alcuni serbatoi cilindrici di stoccaggio GPL, realizzati in Romania. Ispettori dell’Istituto hanno poi effettuato attività di assistenza tecnica continuativa nell’ambito della costruzione di centrali a ciclo combinato e nelle fasi di manutenzione in fermata presso molti impianti petrolchimici. Per quanto riguarda i lavori all’estero, ispettori della Divisione “Assistenza Tecnica in Saldatura” sono stati impegnati in interventi di sorveglianza alla costruzione di impianti di dissalazione negli Emirati Arabi e in Kuwait, di strutture di caldaie in Belgio e in Cina e di un importante altoforno in India. 2.9 Diagnostica e Controlli non Distruttivi Nel 2009 l’attività della Divisione “Diagnostica e Controlli non Distruttivi” è proseguita in modo soddisfacente. Sei sono state le fermate generali di grandi impianti di raffineria e del settore petrolchimico alle quali l’Istituto ha partecipato, spesso con un numero elevato di propri tecnici (fino a 20 funzionari), fornendo un servizio completo che ha visto il coinvolgimento anche di altre Divisioni, fra le quali l’Assistenza Tecnica e l’Ingegneria. Nel corso dell’anno è proseguito il lavoro svolto nel settore dei depositi per lo stoccaggio di prodotti petroliferi, per attività di consulenza, ispezione visiva e strumentale (con l’impiego del sistema di controllo a flusso magnetico disperso “FloorScanner” dei fondi dei serbatoi), assistenza ai lavori di manutenzione meccanica e di verniciatura; in tale ambito sono stati acquisiti nuovi committenti, alcuni dei quali appartenenti a grandi gruppi internazionali. Pe r q u a n to r ig u a r d a l ’i m pi e go de l sistema automatico ad onde guidate Principali aggregati di Conto Economico Wavemaker nel campo delle ispezioni di tubazioni fuori terra, sono da citare, tra le esperienze più interessanti, il controllo di attraversamenti stradali all’interno di alcune raffinerie; inoltre, sono continuate le esperienze relative all’applicazione di questo sistema per la verifica dello stato di conservazione della parte interrata delle torri faro adibite all’illuminazione di grandi parcheggi e di grossi impianti. Sono da menzionare, poi, le campagne di ispezione su apparecchi soggetti a r i s c h i o d i d a n n e g g i a m e n t o d a H 2S umido con l’impiego, anche in questo caso, di sistemi di controllo ultrasonoro a ut om a t i zzati (TS CA N -P S CA N ). Numerosi sono stati anche i controlli effettuati per la ricerca di danneggiamenti per attacco da idrogeno a caldo, utilizzando tecniche di indagine e procedure specificatamente messe a punto da IIS sulla base di esperienze internazionali. Sempre nell’ambito delle tecnologie di alta diagnostica a disposizione della Divisione, è proseguita anche l’attività di controllo su fasci tubieri di scambiatori e di aircoolers con tecniche a correnti indotte, flusso magnetico disperso, campo remoto e IRIS, mediante apparecchiature “multitechnology”. Tra le attività effettuate all’estero sono da citare la campagna di ispezioni effettuata per conto di una grande raffineria egiziana, le indagini strumentali eseguite su pale di turbine Pelton presso un fornitore in Spagna, i controlli realizzati su piping presso officine site in Corea e Vietnam. Notevole sviluppo ha avuto il settore dedicato all’assistenza alla costruzione di grandi impianti, comprensivo anche della gestione delle problematiche di sicurezza. 3. Bilancio e personale Le poste dello Stato Patrimoniale e del Conto Economico sono commentate, ai sensi dell’art. 2427 del Codice Civile, nella Nota Integrativa al Bilancio. Il valore della produzione dell’esercizio 2009 ammonta a Euro 24 074 802 e i relativi costi ad Euro 22 745 621 generando un avanzo di Euro 1 329 181 che a confronto con l’esercizio precedente evidenzia una diminuzione di Euro 2 371 308 nella differenza tra valore e costi della produzione. Ai sensi dell’art. 2428 del Codice Civile e del Dlgs. 32/2007, nel prospetto sottostante viene esposta la sequenza dei principali aggregati del Conto Economico relativi agli ultimi 5 esercizi. Nel prospetto della pagina seguente viene esposto il Conto Economico riclassificato secondo il criterio della pertinenza gestionale ed alcuni indicatori di redditività. I crediti verso Clienti ammontano ad Euro 10 033 137 e comprendono Euro 1 879 262 di ricavi per fatture da emettere al 31/12/2009. I debiti, che in totale ammontano ad Euro 6 262 569, comprendono Euro 2 510 650 di debiti verso Fornitori. Nell’anno 2009 l’Istituto ha investito in immobilizzazioni materiali per Euro 2 123 843 suddivise come segue: Euro 2 850 in immobili (costruzioni leggere), Euro 993 862 per impianti, macchinari e attrezzature, Euro 10 700 per automezzi (mezzi di trasporto interni), Euro 549 292 per attrezzature informatiche ed arredi e per immobilizzazioni materiali in corso e acconti Euro 567 139; in immobilizzazioni immateriali per Euro 284 159 suddivise come segue: Euro 166 859 per software e per immobilizzazioni immateriali in corso e acconti Euro 117 300. Anno 2009 Anno 2008 Anno 2007 Anno 2006 Anno 2005 Ricavi delle vendite e delle prestazioni 23 828 24 084 21 288 17 783 16 554 Valore della produzione (A) 24 087 24 368 21 419 18 055 16 522 Costi della produzione (B) 22 735 20 667 19 637 16 292 14 971 248 490 479 393 346 Rettifiche di valore attività finanziarie (D) -1 12 0 0 0 Proventi ed oneri straordinari (E) 13 85 10 14 34 1 612 4 288 2 271 2 170 1 931 Proventi e oneri finanziari (C) Risultato lordo prima delle imposte 286 Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2010 Relazione della Presidenza sulla gestione dell’Istituto nel 2009 e previsioni per il 2010 CONTO ECONOMICO (in migliaia di Euro) ANNO 2009 Patrimonio netto Capitale investito 25 168 35 278 24 526 34 119 18 693 28 808 2.6% 10.0% 4.3% 3.3% 10.9% 6.9% 4.8% 15.5% 9.4% Le dismissioni di cespiti ammontano ad Euro 597 862 e riguardano macchinari per Euro 188 636, automezzi per Euro 399 885 e macchine da ufficio per Euro 9 341; il valore di libro dei suddetti cespiti al netto del fondo ammortamento ammontava ad Euro 22 490. L’Istituto ha svolto attività di ricerca che è commentata al punto 2.3. Nei confronti delle società ed organismi partecipati i saldi a credito rappresentativi di prestazioni di servizi sono i seguenti: CEC - Consorzio Europeo Certificazione Euro 523 340 - RTM Spa Euro 2 146; inoltre l’Istituto vanta crediti derivanti dalla concessione di finanziamenti infruttiferi nei confronti di ANCCP Service srl per Euro 27 000 e nei confronti di Tecnolab RINA IIS srl per Euro 36 000. I saldi a debito, rappresentativi di prestazioni di servizi, sono i seguenti: CEC Consorzio Europeo Certificazione Euro 40 849, Laboratorio T.O.S.I. srl Euro 13 666. Le imposte dell’esercizio sono state calcolate in Euro 513 916 per I.RE.S. corrente ed in Euro - 27 718 per I.RE.S. anticipata (totale I.RE.S. di competenza dell’esercizio 2009 a conto economico Euro 486 198) ed in Euro 487 613 per I.R.A.P. corrente ed in Euro - 4 202 per I.R.A.P. anticipata (totale I.R.A.P. di competenza dell’esercizio 2009 a conto economico Euro 483 411). L’organico dell’Istituto al 31 Dicembre 2009 contava 222 dipendenti fra cui 55 laureati e 102 diplomati. Nell’anno 2009 non si sono registrati infortuni mortali né infortuni gravi che abbiano comportato una responsabilità da parte dell’Istituto. Analogamente nel suddetto esercizio 2009 non s ono s tati arrecati danni all’ambiente né sono state irrogate, da parte delle Autorità competenti, sanzioni o pene definitive per reati o danni ambientali. Si propone ai Sigg.ri Associati di approvare il Bilancio dell’esercizio 2009 e di destinare l’utile netto dell’esercizio, pari ad Euro 641 924, ad incremento dell’Attività Netta. 4. Evoluzione prevedibile della gestione per il 2010 Nel 2010 è previsto, anche sulla base dei risultati conseguiti nel primo trimestre, un livello di attività ragionevolmente soddisfacente. Ai Sigg.ri Associati si propone per approvazione il seguente preventivo per l’anno 2010: • Valore della produzione Euro 24 100 000 • Costi della produzione Euro 23 400 000 24 084 142 24 226 13 111 6 007 5 108 62 535 5 705 1 385 4 320 32 4 288 1 839 2 449 99.4% 0.6% 100% 54.1% 24.8% 21.1% 0.2% 2.2% 23.5% 5.7% 17.8% 0.1% 17.8% 7.6% 10.1% ANNO 2007 23 828 -109 23 719 14 036 7 266 2 417 198 265 2 880 1 264 1 616 4 1 612 970 642 INDICATORI DI REDDITIVITÀ ROE (Risultato netto / Patrimonio netto) ROI (EBITDA caratteristico - ammortamenti/accantonamenti/ Capitale investito) ROS (EBITDA caratteristico - ammortamenti/accantonamenti / Ricavi di vendita) 100.5% -0.5% 100% 59.2% 30.6% 10.2% 0.8% 1.1% 12.1% 5.3% 6.8% 0.0% 6.8% 4.1% 2.7% ANNO 2008 Ricavi delle vendite e delle prestazioni Variazione rimanenze prodotti finiti e lavori in corso su ordinazione Valore della produzione operativa - Costi del personale - Acquisti di servizi esterni e materiali EBITDA caratteristico +/- Risultato area accessoria +/- Risultato dell’area finanziaria EBITDA - Ammortamenti / Accantonamenti EBIT Oneri finanziari Risultato prima delle imposte Imposte sul reddito d’esercizio Risultato netto 21 288 62 21 350 12 522 5 595 3 233 -203 495 3 525 1 239 2 286 15 2 271 1 462 809 99.7% 0.3% 100% 58.7% 26.2% 15.1% -1% 2.3% 16.5% 5.8% 10.7% 0.1% 10.6% 6.8% 3.8% • Proventi ed oneri fin. e div. Euro 300 000 • Risultato ante imposte Euro 1 000 000 Fino alla data odierna, non si sono verificati fatti di rilievo che possano influire in maniera significativa sul suddetto andamento dell’Istituto. 5. Partizione dell’Istituto In occasione della riunione del Comitato Direttivo, tenutasi in sede il 21 Dicembre 2009, è stato deciso di costituire un Gruppo di Lavoro con il compito di elaborare un documento propositivo, per approvazione da parte del Consiglio Generale, riguardante il trasferimento delle attività di “certificazione” e di “service” a due società di capitale possedute dall’Istituto medesimo. Sono stati nominati membri del Gruppo: il Presidente Ing. Ferruccio Bressani, i Vicepresidenti Ing. Rinaldo Ghigliazza e Ing. Luigi Scopesi, l’Ing. Giulio Costa in qualità di membro del Comitato Direttivo, l’Ing. Mauro Scasso in qualità di Segretario Generale, il Presidente del Collegio dei Revisori dei Conti Dott. Alessandro Pinto, il Dott. Claudio Sartore e il Prof. Alessandro Pini Prato in qualità di membri del Collegio dei Revisori dei Conti. Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2010 287 Relazione della Presidenza sulla gestione dell’Istituto nel 2009 e previsioni per il 2010 BILANCIO 2009 S TAT O PAT R I M O N I A L E Parziali 2009 Esercizio 2009 Parziali 2008 Esercizio 2008 AT T I V O B) IMMOBILIZZAZIONI 03 06 01 02 03 04 06 01 02 I Immobilizzazioni immateriali Software Immobilizzazioni in corso e acconti Totale immobilizzazioni immateriali II Immobilizzazioni materiali Terreni e fabbricati 1.3 Immobili strumentali Impianti e macchinari Attrezzature industriali e commerciali Altri beni 4.1 Automezzi 4.3 Mobili e macchine da ufficio Immobilizzazioni in corso e acconti Totale immobilizzazioni materiali III Immobilizzazioni finanziarie Partecipazioni in: c) altre imprese Crediti d.1 verso altri esigibili entro l’esercizio succ. d.2 verso altri esigibili oltre l’esercizio succ. Totale immobilizzazioni finanziarie 135 381 117 300 252 681 7 110 127 109 430 568 035 191 785 12 833 5 893 655 TOTALE IMMOBILIZZAZIONI (B) C) 7 110 127 1 861 529 9 840 677 465 567 139 10 226 100 191 785 5 906 488 6 098 273 68 550 68 550 7 417 601 201 267 214 500 7 417 601 1 397 072 1 950 415 767 9 232 390 165 538 1 231 926 4 453 218 165 538 5 685 144 5 850 682 16 577 054 15 151 622 24 766 238 151 49 720 312 637 30 253 387 537 9 731 427 521 ATTIVO CIRCOLANTE 01 03 04 01 04-bis 04-ter 05 05 01 03 I Rimanenze Materie prime, sussidiarie e di consumo Lavori in corso su ordinazione Prodotti finiti e merci Totale rimanenze II Crediti Verso clienti 1.1 esigibili entro l’esercizio successivo Crediti tributari 4 bis.1 esigibili entro l’esercizio successivo 4 bis.2 esigibili oltre l’esercizio successivo Imposte anticipate 4 ter.1 esigibili entro l’esercizio successivo 4 ter.2 esigibili oltre l’esercizio successivo Verso altri 5.1 esigibili entro l’esercizio successivo 5.2 esigibili oltre l’esercizio successivo Totale crediti 10 033 137 10 033 137 9 686 069 9 686 069 1 778 261 321 844 2 100 105 1 377 565 321 844 1 699 409 932 543 908 544 840 1 412 511 508 512 920 420 648 1 232 648 383 978 952 611 III Attività finanziarie che non costituiscono immobilizzazioni Titoli di Stato 1 336 589 13 234 987 2 467 821 IV Disponibilità liquide Depositi bancari e postali Denaro e valori in cassa Totale disponibilità liquide TOTALE ATTIVO CIRCOLANTE (C) D) 1 653 296 14 331 378 3 806 973 23 494 3 830 467 2 793 255 7 850 2 801 105 18 474 482 18 931 434 RATEI E RISCONTI D2 Risconti attivi TOTALE RATEI E RISCONTI (D) TOTALE ATTIVO 288 Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2010 226 272 36 129 226 272 36 129 35 277 808 34 119 185 Relazione della Presidenza sulla gestione dell’Istituto nel 2009 e previsioni per il 2010 S TAT O PAT R I M O N I A L E Parziali 2009 Esercizio 2009 Parziali 2008 Esercizio 2008 PA S S I V O A) PATRIMONIO NETTO I Capitale (Attività netta) 16 722 960 14 273 704 III Riserve di rivalutazione 5 291 115 5 291 115 VII Altre riserve VII.5 Riserve vincolate per legge VII.6 Altre riserve IX 807 449 1 704 308 Utile dell’esercizio 2 511 757 807 449 1 704 308 2 511 757 641 924 2 449 256 25 167 756 24 525 832 Per imposte Altri 74 514 65 612 TOTALE FONDI PER RISCHI ED ONERI (B) 74 514 65 612 C) TRATTAMENTO FINE RAPPORTO LAVORO 3 738 464 3 519 334 D) DEBITI TOTALE PATRIMONIO NETTO (A) B) FONDI PER RISCHI ED ONERI 02 03 05 06 11 12 13 Acconti 5.1 Esigibili entro l’esercizio successivo Debiti verso fornitori 6.1 Esigibili entro l’esercizio successivo Debiti tributari 11.1 Esigibili entro l’esercizio successivo Debiti v. Istituti previdenza e sicurezza sociale 12.1 Esigibili entro l’esercizio successivo Altri debiti 13.1 Esigibili entro l’esercizio successivo 308 698 308 698 344 911 344 911 2 510 650 2 510 650 1 336 319 1 336 319 1 388 657 1 388 657 2 246 236 2 246 236 548 012 548 012 479 515 479 515 1 506 552 1 506 552 1 590 783 1 590 783 TOTALE DEBITI (D) E) 6 262 569 5 997 764 RATEI E RISCONTI E2 Risconti passivi TOTALE RATEI E RISCONTI (E) TOTALE PASSIVO E PATRIMONIO NETTO 34 505 10 643 34 505 10 643 35 277 808 34 119 185 Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2010 289 Relazione della Presidenza sulla gestione dell’Istituto nel 2009 e previsioni per il 2010 CONTO ECONOMICO A) 01 02 03 05 VALORE DELLA PRODUZIONE Ricavi delle vendite e delle prestazioni Variazione rimanenze prodotti finiti e merci Variazione dei lavori in corso su ordinazione Altri ricavi e proventi 5.2 Ricavi e proventi diversi Parziali 2009 06 07 08 09 10 11 14 COSTI DELLA PRODUZIONE Per materie prime, suss., di consumo e merci Per servizi Per godimento di beni di terzi Per il personale a) salari e stipendi b) oneri sociali c) trattamento di fine rapporto e) altri costi Ammortamento e svalutazione a) ammortamento immobilizzazioni immateriali b) ammortamento immobilizzazioni materiali d) svalutaz. crediti dell’attivo circ. e disp. liquide Variazione delle rimanenze di materie prime sussidiarie, di consumo e merci Oneri diversi di gestione 368 471 10 442 251 2 561 200 623 466 409 220 100 028 1 107 643 56 366 5 487 TOTALE COSTI DELLA PRODUZIONE (B) A-B C) 16 17 DIFFERENZA VALORE/COSTI PRODUZIONE PROVENTI ED ONERI FINANZIARI Altri proventi finanziari d.4 proventi diversi: da altri Interessi ed altri oneri finanziari 17.4 da altri 18 19 E) 20 21 22 23 RETTIFICHE VALORE ATTIVITÀ FINANZIARIE Rivalutazioni a) di partecipazioni Svalutazioni a) di partecipazioni 368 471 Esercizio 2008 24 084 283 - 516 142 823 140 847 140 847 24 086 778 24 367 437 670 469 6 198 795 391 052 683 664 5 253 856 99 552 14 036 137 9 753 538 2 354 763 600 532 402 108 13 110 941 1 264 037 63 761 1 165 924 155 039 1 384 724 5 487 169 074 - 30 253 - 30 253 164 464 22 735 051 20 666 948 1 351 727 3 700 489 264 570 264 570 521 849 521 849 16 587 16 587 31 647 31 647 TOTALE PROVENTI E ONERI FINANZIARI (C) D) Parziali 2008 23 827 704 39 989 - 149 386 TOTALE VALORE DELLA PRODUZIONE (A) B) Esercizio 2009 247 983 1 033 1 033 490 202 12 813 12 813 601 601 TOTALE DELLE RETTIFICHE (D) - 1 033 12 212 PROVENTI ED ONERI STRAORDINARI Proventi 20.1 plusvalenze da alienazione cespiti 20.3 sopravvenienze attive Oneri 21.1 minusvalenze da alienazione cespiti 21.3 sopravvenienze passive 40 467 46 796 16 580 80 558 761 73 646 935 11 284 TOTALE PARTITE STRAORDINARIE (E) 12 856 84 919 RISULTATO PRIMA DELLE IMPOSTE Imposte sul reddito dell’esercizio, correnti differite ed anticipate UTILE DELL’ESERCIZIO 290 Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2010 1 611 533 1 001 529 - 31 920 969 609 641 924 4 287 822 1 836 533 2 033 1 838 566 2 449 256 Relazione della Presidenza sulla gestione dell’Istituto nel 2009 e previsioni per il 2010 6. Nota Integrativa al Bilancio chiuso al 31/12/2009 Il Bilancio relativo all’esercizio 2009, che sottoponiamo alla Vostra approvazione costituito da Stato Patrimoniale, Conto Economico e Nota Integrativa, è stato redatto in ottemperanza alle disposizioni degli articoli 2423 e seguenti del Codice Civile. In particolare, sono state rispettate le clausole generali di costruzione del bilancio (art. 2423 del Codice Civile), i suoi principi di redazione (art. 2423 bis) ed i criteri di valutazione stabiliti per le singole voci (art. 2426), senza applicazione di alcuna delle deroghe previste dall’art. 2423 comma 4 del Codice Civile. Lo Stato Patrimoniale ed il Conto Economico sono stati redatti secondo gli schemi obbligatori previsti dal Codice Civile nella versione successiva alle modifiche portate dal Dlgs. 17 Gennaio 2003 n. 6. Il Bilancio dell’esercizio chiuso al 31 Dicembre 2009 è stato redatto in unità di Euro. In ossequio alle disposizioni dell’art. 2423 ter del Codice Civile, è stato indicato, per ciascuna voce dello Stato Patrimoniale e del Conto Economico, l’importo corrispondente dell’esercizio precedente. Si segnala che è stata operata una riclassifica del costo relativo ai Collaboratori a progetto che ha comportato, relativamente ai costi della produzione esposti nel Conto Economico, quanto segue: • servizi (sub B07) incremento di Euro 270 468; • personale salari e stipendi (sub B09a) decremento di Euro 241 017; • personale oneri sociali (sub B09b) decremento di Euro 29 451. Nella costruzione del Bilancio al 31 Dicembre 2009 sono state adottate le seguenti convenzioni di classificazione: a) le voci della sezione attiva dello Stato Patrimoniale sono state classificate in base alla relativa destinazione aziendale, mentre nella sezione del passivo le poste sono state classificate in funzione della loro origine. Con riferimento alle voci che richiedono la separata evidenza dei crediti e dei debiti esigibili entro, ovvero oltre, l’esercizio successivo, si è seguito il criterio dell’esigibilità giuridica (negoziale o di legge), prescindendo da previsioni sull’effettiva possibilità di riscossione entro l’esercizio successivo; b) il Conto Economico è stato compilato tenendo conto di tre distinti criteri di classificazione, e precisamente: - la suddivisione dell’intera area gestionale nelle quattro sub aree identificate dallo schema di legge; - il privilegio della natura dei costi rispetto alla loro destinazione; - la necessità di dare corretto rilievo ai risultati intermedi della dinamica di formazione del risultato di esercizio. 6.1 Criteri di valutazione (Art. 2427 C. 1 N. 1) La valutazione delle voci di bilancio è stata effettuata ispirandosi ai principi generali di prudenza e di competenza, nella prospettiva della continuazione dell’attività aziendale e tenendo conto della funzione economica di ciascuno degli elementi dell’attivo e del passivo. I criteri di valutazione adottati per le singole poste di bilancio sono aderenti alle disposizioni previste dall’art. 2426 del Codice Civile; si sono utilizzati gli stessi principi contabili adottati nell’esercizio precedente. In particolare, i criteri adottati per le singole voci di bilancio sono i seguenti: Immobilizzazioni immateriali Sono rappresentate esclusivamente da software (acquisito in proprietà o in licenza a tempo indeterminato), iscritte al costo di acquisto, comprensivo degli oneri accessori di diretta imputazione, e si riferiscono a costi aventi comprovata utilità pluriennale, esposti nell’attivo di bilancio al netto dei relativi ammortamenti imputati in tre anni a quote costanti. Immobilizzazioni materiali Sono iscritte al costo storico di acquisizione maggiorato dei costi accessori di diretta imputazione ad eccezione degli immobili strumentali, rivalutati di Euro 152 871 in base alla Legge 413/91, di E uro 2 136 964 in bas e alla Legge 266/2005 e di Euro 3 487 743 in base al D.L. 185/2008. Tali beni sono esposti nell’attivo di bilancio al netto dei relativi fondi di ammortamento. Gli ammortamenti dell’esercizio sono stati calcolati sulla base delle aliquote fiscalmente consentite ad eccezione dei macchinari più specifici relativi al Settore Ricerca-Processi Speciali che sono stati ammortizzati al 50% dell’aliquota ordinaria a seguito del minor utilizzo degli stessi nell’anno 2009 dovuto alla ristrutturazione conseguente ad un turn-over del personale responsabile di quest’Area dell’Istituto. Nel rispetto del principio della continuità dei processi di ammortamento effettuati negli anni precedenti, sono stati contabilizzati ammortamenti anticipati per i beni acquisiti nell’anno 2007 per Euro 117 729. Si ritiene che gli ammortamenti, anche anticipati, calcolati nel corso della vita dei cespiti rappresentino il reale deperimento dovuto all’utilizzo di questi ultimi e tengano conto dell’effettiva obsolescenza dei beni. I valori delle immobilizzazioni materiali iscritti all’attivo del Bilancio al 31 Dicembre 2009 rappresentano quindi la reale residua possibilità di utilizzo di tali cespiti. Le aliquote ordinarie utilizzate sono le seguenti: Impianti (Gruppo VII - specie 1^/a) 12% Fabbricati (Gruppo VII - specie 23^) 3% Costruzioni leggere (Gruppo VII - specie 23^) 10% Macchinari (Gruppo VII - specie 23^) 15.50% Attrezzature (Gruppo VII - specie 23^) 35% Automezzi (Gruppo VII - specie 23^) 25% Mobili ufficio (Gruppo VII - specie 23^) 12% Macchine elettroniche ed elettriche (Gruppo VII - specie 23^) 20% Immobilizzazioni finanziarie Esse sono costituite: • da partecipazioni in società e consorzi, acquisite a scopo di investimento durevole e come tali valutate al minore tra il costo sostenuto e la frazione di patrimonio netto corrispondente; ove la valutazione della partecipazione effettuata al costo sia superiore alla quota di patrimonio netto di pertinenza, viene esposta la motivazione che giustifica tale differenza; • da investimenti in polizze assicurative di capitalizzazione ed in polizze di assicurazione a copertura del futuro esborso del TFR dei dipen- Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2010 291 Relazione della Presidenza sulla gestione dell’Istituto nel 2009 e previsioni per il 2010 denti e come tali valutate al valore attuale al 31 Dicembre 2009. Rimanenze I lavori in corso sono costituiti sia dai servizi non aventi durata ultra annuale valutati sulla base dei costi sostenuti nell’esercizio sia da servizi aventi durata ultra annuale valutati a stato di avanzamento in base al ricavo contrattuale. Le rimanenze di prodotti finiti e merci sono rappresentate da pubblicazioni e supporti multi-mediali valutate all’ult i m o c o s to d ’ a c q u ist o (m i nore de l prezzo di vendita). Le rimanenze per materie prime, sussidiarie e di consumo, valutate al costo d’acquisto, sono costituite esclusivamente da materiali di consumo prevalentemente utilizzati dal laboratorio e dalla scuola di saldatura dell’Istituto oltre che da materiale antiinfortunistico quali i dispositivi di protezione individuale del lavoratore. Crediti I crediti sono iscritti secondo il loro valore nominale ad eccezione dei crediti verso clienti che sono esposti al netto dei fondi svalutazione accantonati; i crediti includono ricavi per fatture da emettere al 31/12/2009 per Euro 1 879 262. Poste numerarie e di patrimonio netto Sono valutate al valore nominale. Trattamento di fine rapporto È stato calcolato secondo quanto previsto dall’art. 2120 del Codice Civile e rappresenta il debito certo maturato nei confronti dei lavoratori dipendenti alla data di chiusura dell’esercizio sia per la parte relativa all’accantonamento che permane presso l’azienda sia per la parte di accantonamento trasferita al fondo tesoreria presso l’INPS- Istituto Nazionale per la Previdenza Sociale. DESCRIZIONE 31.12.2008 INCREMENTI Debiti Sono valutati al valore nominale. In tale voce sono accolte passività certe e determinate, sia nell’importo che nella data di sopravvenienza. Ratei e risconti Sono stati determinati in base al criterio di competenza economico-temporale dei costi e dei ricavi ai quali si riferiscono. 6.2 Movimenti delle immobilizzazioni (Art. 2427 C. 1 N. 2) Vengono esposte le movimentazioni delle immobilizzazioni immateriali e materiali evidenziandone distintamente per ciascuna categoria: il costo di acquisto, gli ammortamenti, le acquisizioni, le alienazioni ed il valore netto d’iscrizione in bilancio. Esse sono riportate nei prospetti sottostanti. AMMORTAM. 31.12.2009 B) Immobilizzazioni I - Immobilizzazioni immateriali 03. Software 06. In corso e acconti Totali 68 550 0 68 550 Costo storico al 31/12/08 Fondo Ammort.to al 31/12/08 Valore contabile al 01/01/09 Immobili strumentali (1) Impianti e macchinari Attrezzature ind/comm. Automezzi Mobili e macch. ufficio In corso e acc. 10 020 516 8 089 466 114 233 816 178 1 807 541 0 2 602 915 6 692 394 112 283 614 911 1 593 041 0 7 417 601 1 397 072 1 950 201 267 214 500 0 Totali 20 847 934 11 615 544 9 232 390 Voci dello Stato Patrimoniale (1) La voce Immobili strumentali include: Rivalutazioni (per Euro 5 777 578) ai sensi delle leggi: 166 859 117 300 284 159 100 028 0 100 028 Ammort. ordinario 2009 Ammort. anticipato 2009 2 850 976 669 17 193 10 700 549 292 567 139 305 731 433 139 8 674 82 427 159 943 0 4 593 79 073 629 0 33 434 0 2 123 843 989 914 117 729 Acquisti 2009 Legge 413/1991 per Euro 152 871; D.L. 185/2008 per Euro 3 487 743. 135 381 117 300 252 681 Utilizzo Fondo 2009 Valore a Bilancio 31/12/09 0 188 636 0 399 885 9 341 0 0 188 636 0 379 775 6 961 0 7 110 127 1 861 529 9 840 109 430 568 035 567 139 597 862 575 372 10 226 100 Dismiss. 2009 Legge 266/2005 per Euro 2 136 964; I movimenti dell’esercizio relativi alle immobilizzazioni finanziarie vengono riportati nella tabella sottostante: DESCRIZIONE 31.12.2008 INCREMENTI DECREMENTI 31.12.2009 165 538 27 280 1 033 191 785 1 231 926 30 222 1 201 704 4 453 218 2 479 424 1 944 161 16 887 0 12 746 28 014 13 281 14 733 1 459 559 1 323 760 68 629 268 63 000 3 902 1 247 107 30 670 1 216 437 19 122 6 082 0 207 0 12 833 12 833 12 833 0 5 893 655 3 797 102 2 012 790 16 948 63 000 3 815 B) Immobilizzazioni III - Immobilizzazioni finanziarie 01. Partecipazioni in: c) altre imprese 02. Crediti d.1 verso altri esigibili entro l’eserc. succ. Prestiti a dipendenti Polizza a capitalizzazione Fondiaria SAI d.2 verso altri esigibili oltre l’eserc. succ. Polizza a capitalizzazione Polizza cumulativa dipendenti Depositi cauzionali Finanz.ti infruttiferi a imprese partecipate Prestiti a dipendenti 292 Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2010 Relazione della Presidenza sulla gestione dell’Istituto nel 2009 e previsioni per il 2010 Le rettifiche di valore delle attività finanziarie ammontano ad Euro 1 033 e sono rappresentate dall’azzeramento del capitale e dalla sua ricostituzione tramite versamento di pari importo della quota di partecipazione nel Consorzio SV.E.V.O. Scarl. 6.3 Costi di impianto e ampliamento, costi di ricerca, di sviluppo e pubblicità (Art. 2427 C. 1 N. 3) Il Bilancio dell’esercizio chiuso al 31 DESCRIZIONE Dicembre 2009 non presenta costi capitalizzati di impianto, di ampliamento, di ricerca, di sviluppo e di pubblicità. Non sussistono i presupposti per la svalutazione di alcuna delle immobilizzazioni iscritte in bilancio. 6.3-Bis Riduzione di valore delle immobilizzazioni (Art. 2427 C. 1 N. 3-Bis) Le immobilizzazioni immateriali e materiali sono state sistematicamente ammortizzate tenendo conto della residua possibilità di utilizzazione, come evidenziato in precedenza. 6.4 Variazioni altre voci dell’attivo e del passivo (Art. 2427 C. 1 N. 4) Vengono evidenziate le variazioni intervenute nel corso dell’esercizio chiuso al 31 Dicembre 2009 nelle voci dell’attivo patrimoniale diverse dalle immobilizzazioni, nonché del passivo. Esse sono riportate nel prospetto sottostante. 31.12 .2008 INCREMENTI DECREMENTI 31.12 .2009 C) Attivo circolante I - Rimanenze 01. Materie prime sussidiarie e di consumo 03. Lavori in corso su ordinazione 04. Prodotti finiti e merci II - Crediti 01. Verso clienti 1.1 esigibili entro l’esercizio successivo 04-bis Crediti tributari 4 bis.1 esigibili entro l’esercizio successivo 4 bis.2 esigibili oltre l’esercizio successivo 04-ter Imposte anticipate 4 ter.1 esigibili entro l’esercizio successivo 4 ter.2 esigibili oltre l’esercizio successivo 05. Verso altri 5.1 esigibili entro l’esercizio successivo 5.1 esigibili oltre l’esercizio successivo 30 252 387 537 9 731 24 766 238 151 49 720 30 252 387 537 9 731 24 766 238 151 49 720 9 686 069 35 370 025 35 022 957 10 033 137 1 377 565 321 844 1 778 268 0 1 377 572 0 1 778 261 321 844 1 412 511 508 932 34 499 1 412 2 099 932 543 908 383 978 952 611 1 022 809 450 999 986 139 170 962 420 648 1 232 648 III - Attività finanziarie che non costituiscono immobilizzazioni 05. Titoli di Stato 2 467 821 0 2 467 821 0 IV - Disponibilità liquide 01. Depositi bancari e postali 02. Denaro e valori in cassa 2 793 255 7 850 36 064 803 788 306 35 051 085 772 662 3 806 973 23 494 36 129 226 272 36 129 226 272 14 273 704 5 291 115 2 449 256 0 0 0 16 722 960 5 291 115 807 449 1 704 308 2 449 256 0 0 641 924 0 0 2 449 256 807 449 1 704 308 641 924 D) Ratei e risconti D2. Risconti attivi A) Patrimonio netto I - Capitale (Attività netta) III Riserve di rivalutazione VII - Altre riserve VII.5 Riserve vincolate per legge VII.6 Altre riserve IX Utile d’esercizio B) Fondi per rischi ed oneri 02. Per imposte C) Trattamento fine rapporto lavoro D) Debiti 05. Acconti 05.1 esigibili entro l’esercizio successivo 06. Debiti verso fornitori 06.1 esigibili entro l’esercizio successivo 11. Debiti tributari 11.1 esigibili entro l’esercizio successivo 12. Debiti v. Ist. previdenza sicurezza soc. 12.1 esigibili entro l’esercizio successivo 13. Altri debiti 13.1 esigibili entro l’esercizio successivo E) Ratei e risconti E2. Risconti passivi 65 612 8 902 0 74 514 3 519 334 501 944 282 814 3 738 464 344 911 859 125 895 338 308 698 1 336 319 10 412 306 9 237 975 2 510 650 2 246 236 8 299 638 9 157 217 1 388 657 479 515 3 836 838 3 768 341 548 012 1 590 783 9 075 892 9 160 123 1 506 552 10 643 34 089 10 226 34 506 Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2010 293 Relazione della Presidenza sulla gestione dell’Istituto nel 2009 e previsioni per il 2010 Denominazione Codice Fiscale Cap. Sociale/ F.do Consortile Ultimo Patrimonio netto % pertinenza Valore nominale quota Valore quota a bilancio al 31/12/2009 Valore quota in base al patrimonio netto al 31/12/2009 Note RTM Spa C.F. 05575180012 371 238 486 838 4.041 15 000 15 000 19 673 - Euroimpresa Scarl C.F. 11903450150 1 542 750 1 817 316 1.207 18 615 13 685 21 935 - ANCCP srl C.F. 10643960155 220 000 520 335 33.99 74 788 74 788 176 862 - ANCCP Service srl C.F. 05925800962 40 000 38 849 30.00 12 000 11 655 11 655 - Cons.Europ.Cert.-CEC C.F. 13073160155 92 962 99 218 47.78 44 417 44 417 47 406 - SV.E.V.O. Scarl C.F. 05094260725 18 500 18 500 5.40 1 033 1 033 1 033 - Laboratorio T.O.S.I. srl C.F. 12805730152 62 000 248 699 8.00 4 960 4 960 19 896 - Tecnolab RINA IIS srl C.F. 10454051003 100 000 76 403 24.00 24 000 24 000 18 337 Differenza derivante da perdita non durevole Consorzio CALEF C.F. 00672990777 87 884 2 290 034 2.56 2 247 2 247 58 625 - Con riferimento alla movimentazione delle voci del patrimonio netto, esse sono essenzialmente dovute all’accantonamento degli utili risultanti dalla gestione dei vari esercizi destinati dall’Assemblea degli Associati ad incremento dell’attività netta. Deve inoltre evidenziarsi la scelta operata dal personale dipendente in merito all’impiego del trattamento di fine rapporto maturato nell’anno 2009. In dettaglio: • Euro 350 723 sono stati trasferiti al fondo tesoreria dell’INPS (al netto dei rimborsi per cessazioni ed anticipazioni pari ad Euro 74 369). • Euro 89 932 sono inoltre stati canalizzati presso altri Enti quali: Previndai Fondo Pensione Dirigenti (Euro 61 674), banche e compagnie di assicurazione per i dipendenti sottoscrittori di piani individuali pensionistici (Euro 28 258 - di cui Euro 7 009 alla gestione FONDINPS). 6.5 Elenco delle partecipazioni (Art. 2427 C. 1 N. 5) Le partecipazioni in altre Imprese comprendono la partecipazione negli organismi riportati nel prospetto soprastante. Si precisa che l’Istituto non detiene par- 294 Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2010 tecipazioni di controllo e/o che comportino responsabilità illimitata. Non esistono debiti assistiti da garanzie reali. 6.6 Crediti e debiti di durata residua superiore a 5 anni - debiti assistiti da garanzie reali (Art. 2427 C. 1 N. 6) Nel bilancio si evidenzia un credito di Euro 119 329 versato “a titolo di acconto prezzo” in sede di stipula del preliminare di compravendita tra Istituto Italiano della Saldatura ed Euroimmobiliare Legnano srl a firme autenticate dal Notaio Carla Fresca Fantoni in data 10/10/2007 e registrato in data 17/10/2007 al Numero 24008, T1 presso l’Agenzia delle Entrate di Milano. Tale contratto preliminare ha per oggetto due porzioni del fabbricato sito in Via Pisacane 46 e precisamente: “piani secondo e terzo dell’edificio A3” (locali da adibire a laboratorio di ricerca e certificazione). Con il suddetto atto l’Istituto Italiano della Saldatura ha assunto l’impegno al saldo di Euro 13 259 + IVA entro e non oltre il 31/07/2016, successivamente alla scadenza dell’esistente diritto di superficie sull’immobile a favore del Comune di Legnano che si estinguerà il 30/06/2016. 6.6-Bis Variazioni significative dei cambi valutari (Art. 2427 C. 1 N. 6-Bis) Non vi sono crediti e/o debiti denominati in valuta straniera espressi in Bilancio al 31 Dicembre 2009. 6.6-Ter Operazioni con obbligo di retrocessione a termine (Art. 2427 C. 1 N. 6-Ter) Non sono stati stipulati contratti e/o operazioni che comportino obbligo di retrocessione a termine. 6.7 Ratei e risconti, altri fondi e altre riserve (Art. 2427 C. 1 N. 7) La composizione della voce “ratei e risconti” dell’attivo patrimoniale è interamente costituita da risconti, iscritti allo scopo di imputare all’esercizio successivo i seguenti costi: • canoni per servizi Euro 82 950 • oneri per anticipata rescissione contratto locazione Euro 139 227 • altri Euro 4 095 Relazione della Presidenza sulla gestione dell’Istituto nel 2009 e previsioni per il 2010 Anche la voce “ratei e risconti” del passivo è costituita da soli risconti, la cui composizione è la seguente: 6.7-Bis Composizione del patrimonio netto (Art. 2427 C. 1 N. 7-Bis) La composizione del Patrimonio netto, la disponibilità delle riserve per operazioni sul capitale, la distribuzione delle riserve, nonché le utilizzazioni effettuate negli ultimi tre esercizi sono riassunte a fianco: La voce Attività netta, negli ultimi tre esercizi, ha subito le seguenti movimentazioni (tutte derivanti da riporto utili a nuovo ad incremento della voce stessa): • • • contributo impianto fotovoltaico abbonamenti interessi su prestiti a dipendenti I III VII - Euro Euro Euro Capitale (Attività netta) Riserve da rivalutazione Altre riserve: Riserva in sospensione di imposta (D.L. n. 429/82) Fondo studi e ricerche Fondo attrezzatura laboratorio 28 200 5 699 607 Euro 16 722 960 Euro 5 291 115 Euro Euro Euro 807 449 981 268 723 040 • Anno 2007 Da Euro 12 631 954 ad Euro 13 464 757 (Euro 832 803 per utili es. 2006) • Anno 2008 Da Euro 13 464 757 ad Euro 14 273 704 (Euro 808 946 per utili es. 2007) • Anno 2009 Da Euro 14 273 704 ad Euro 16 722 960 (Euro 2 449 256 per utili es. 2008) 6.8 Oneri finanziari capitalizzati (Art. 2427 C. 1 N. 8) Non sussistono. 6.9 Impegni non risultanti dallo Stato Patrimoniale (Art. 2427 C. 1 N. 9) Non sussistono. 6.10 Ripartizione dei ricavi (Art. 2427 C. 1 N. 10) L’Istituto ha continuato ad operare nei suoi settori storici di attività. Allo scopo si ritiene opportuno fornire le informazioni relative alla ripartizione dei ricavi per tipologia di attività. Per quanto riguarda la ripartizione su base territoriale dei ricavi, la quota della produzione realizzata all’estero risulta pari al 5%. 6.11 Proventi da partecipazioni (Art. 2427 C. 1 N. 11) Non sussistono. 6.12 Interessi ed altri oneri finanziari (Art. 2427 C. 1 N. 12) Gli oneri finanziari iscritti alla voce C.17 si riferiscono alle commissioni • • • • • • • • Formazione Certificazione Laboratorio Ricerca Diagnostica Assistenza Tecnica Ingegneria Promozione e Normazione Euro Euro Euro Euro Euro Euro Euro Euro 2 799 843 5 214 231 1 302 383 111 022 5 849 380 6 374 723 1 583 173 592 949 11.7% 21.9% 5.5% 0.5% 24.5% 26.8% 6.6% 2.5% ed alle spese bancarie e postali per operazioni e tenuta conti per Euro 16 587. Le sopravvenienze attive e passive comprendono proventi e oneri non previsti negli esercizi precedenti. 6.13 Proventi e oneri straordinari (Art. 2427 C. 1 N. 13) La voce “proventi e oneri straordinari” accoglie i componenti di reddito non riconducibili alla gestione ordinaria dell’Istituto. Segnaliamo che le plusvalenze sono state generate dall’alienazione di macchinari e apparecchi, automezzi e macchine da ufficio. 6.14 Imposte anticipate e differite (Art. 2427 C. 1 N. 14) Le imposte anticipate sono state iscritte su tutte le differenze temporanee rilevate tra il reddito imponibile e l’utile prima delle imposte ipotizzando redditi imponibili sufficienti a riassorbire le differenze temporanee sotto-indicate nell’arco temporale considerato. Per ciascuno dei Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2010 295 Relazione della Presidenza sulla gestione dell’Istituto nel 2009 e previsioni per il 2010 componenti sono indicate le imposte anticipate con un’aliquota I.RE.S. del 27.5% ed un’aliquota I.R.A.P. del 3.90%. Non vi sono imposte differite da iscrivere in bilancio (vedere prospetto a fianco). 6.15 Numero medio dei dipendenti (Art. 2427 C. 1 N. 15) L’Istituto ha avuto un numero medio di dipendenti nel corso dell’anno pari a 215 suddivisi in: Dirigenti 10 Impiegati 205 6.16 Compensi corrisposti ad amministratori e sindaci (Art. 2427 C. 1 N. 16) I compensi degli Amministratori (Comitato Direttivo, Revisori dei Conti) sono stati determinati da delibera assunta dall’Assemblea degli Associati. Amministratori Euro 107 506 6.17 Composizione del capitale (Art. 2427 C. 1 N. 17) È costituito dagli utili risultanti dalla gestione dei vari esercizi e destinati dall’Assemblea ad incremento dell’Attività netta. 6.18 Azioni di godimento e obbligazioni convertibili (Art. 2427 C. 1 N. 18) Non sussistono. 6.19 Strumenti finanziari (Art. 2427 C. 1 N. 19) L’Istituto non ha emesso strumenti finanziari. 6.19-Bis Finanziamenti dei soci (Art. 2427 C. 1 N. 19-Bis) Non sussistono. 6.20 Patrimoni destinati ad uno specifico affare (Art. 2427 C.1 N. 20) Non sussistono. 6.21 Finanziamenti destinati ad uno specifico affare (Art. 2427 C.1 N. 21) Non sussistono. 6.22 Contratti di leasing finanziario (Art. 2427 C. 1 N. 22) L’Istituto non ha in corso contratti di leasing finanziario. 296 Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2010 Voci 2008 Rappresentanza e omaggi: Anno 2005 Anno 2006 Anno 2007 Fondo imposte Fondo svalutazione crediti Fondo ammort. immob. materiali Fondo ammort. immob. L. 266/05 Fondo ammort. immob. L. 185/08 Totale I.RE.S. 27.5% I.R.A.P. 3.90% Totale al 31/12/2009 Rappresentanza e omaggi: Anno 2004 Anno 2005 Anno 2006 Anno 2007 Fondo imposte Fondo svalutazione crediti Fondo ammort. immob. materiali Fondo amm. immob. L. 266/05 Totale I.RE.S. 27.5% I.R.A.P. 3.90% Totale al 31/12/2008 2009 2010 2011 Totale 1 530 1 438 1 529 74 514 1 183 612 363 204 192 327 104 632 1 922 786 1 438 1 529 1 529 2 967 1 529 1 530 2 876 4 587 74 514 1 183 612 363 204 192 327 104 632 1 927 282 528 765 14 663 543 429 816 116 932 420 60 480 530 001 14 839 544 840 1 301 1 530 1 438 1 529 65 612 1 287 141 266 616 192 327 1 817 494 1 530 1 438 1 529 1 438 1 529 1 529 4 497 2 967 1 529 1 301 3 060 4 314 6 116 65 612 1 287 141 266 616 192 327 1 826 487 499 811 10 286 510 097 1 237 175 1 412 816 116 932 420 60 480 502 284 10 637 512 921 Differenza 2009/2008 I.RE.S. Differenza 2009/2008 I.R.A.P. Differenza 2009/2008 Totale 6.22-Bis Operazioni realizzate con parti correlate (Art. 2427 C. 1 N. 22-Bis) Non sussistono operazioni concluse a condizioni non di mercato con parti correlate. 6.22-Ter Accordi fuori bilancio (Art. 2427 C. 1 N. 22-Ter) Non esistono accordi non risultanti dal bilancio i cui rischi e benefici da essi derivanti risultino significativi e necessari per valutare la situazione patrimoniale e finanziaria e il risultato economico dell’Istituto. 27 718 4 202 31 920 6.23 Appendice Ai sensi dell’art. 2423 C.3 del Codice Civile si rende noto che alla voce 22 del Conto Economico sono esposte le imposte afferenti l’esercizio 2009 e sono ripartite come nel prospetto sottostante. Si ritiene di aver fornito un’informazione veritiera ed esaustiva nei punti da 1 a 22-Ter e pertanto null’altro si ritiene di dover aggiungere a titolo di informativa complementare. Imposte correnti: I.RE.S. corrente I.R.A.P. corrente Totale imposte correnti Imposte anticipate-differite 2009 I.RE.S. (accantonamento anticipate) I.R.A.P. (accantonamento anticipate) Totale movimenti imposte anticipate Totale imposte di competenza per l’esercizio 2009 513 916 487 613 1 001 529 27 718 4 202 31 920 969 609 Relazione della Presidenza sulla gestione dell’Istituto nel 2009 e previsioni per il 2010 Rendiconto finanziario Esercizio 2009 Esercizio 2008 Fonti di finanziamento: Liquidità generata dalla gestione reddituale dell'esercizio: Risultato d'esercizio 641 924 2 449 256 Ammortamento delle immobilizzazioni immateriali Ammortamento delle immobilizzazioni materiali 100 028 1 107 643 63 761 1 165 924 Variazione delle immobilizzazioni finanziarie Variazione rimanenze Variazione crediti verso clienti Variazione crediti tributari Variazione crediti per imposte anticipate Variazione altri crediti Variazione ratei e risconti attivi Variazione debiti per acconti Variazione debiti verso fornitori Variazione debiti tributari Variazione debiti verso Istituti di previdenza e sicurezza sociale Variazione altri debiti Variazione ratei e risconti passivi Fondo imposte Altri fondi per rischi ed oneri - 131 616 114 884 - 347 068 - 400 696 - 31 920 - 316 707 - 190 143 - 36 214 1 174 331 - 857 579 68 497 - 84 231 23 863 8 902 0 133 083 - 172 559 855 039 - 59 314 2 034 - 283 452 - 16 251 254 401 - 372 909 473 961 - 7 921 307 269 - 2 844 0 - 1 160 103 Fondo trattamento di fine rapporto Accantonamento Utilizzo 623 466 - 404 335 600 532 - 614 416 22 490 932 1 085 518 3 511 791 Acquisizione immobilizzazioni immateriali Acquisizione immobilizzazioni materiali Imposta sostitutiva sui cespiti rivalutati - 284 159 - 2 123 843 0 - 72 425 - 965 644 - 104 632 Totale impieghi di liquidità - 2 408 002 - 1 038 069 - 1 322 484 2 473 722 8 950 055 7 627 571 6 476 333 8 950 055 - 1 322 484 2 473 722 Valore netto contabile delle immobilizzazioni materiali cedute Totale fonti di liquidità Impieghi di liquidità: Variazione della liquidità Liquidità ad inizio esercizio Liquidità a fine esercizio Variazione della liquidità 7. Relazione del Collegio dei Revisori dei Conti sul Bilancio al 31 Dicembre 2009 Il Collegio dei Revisori dei Conti della Vostra Associazione, nel predisporre la relazione al Bilancio al 31/12/2009, ha ritenuto opportuno uniformarsi alle norme del Codice Civile ed ai principi di revisione previsti per le società per azioni, per quanto applicabili. Parte prima Relazione ai sensi dell’art. 2409-ter, primo comma, lettera c) del Codice Civile 1. Abbiamo svolto la revisione contabile del Bilancio d’esercizio dell’Ente Morale Istituto Italiano della Saldatura chiuso al 31/12/2009. La responsabilità della redazione del bilancio compete all’organo amministrativo dell’Ente. È nostra la responsabilità del giudizio profess ionale es pres s o s ul b i l a n c i o e basato sulla revisione contabile. 2. La revisione è stata pianificata e svolta al fine di acquisire ogni elemento necessario per accertare se il bilancio d’esercizio sia viziato da errori significativi e se risulti, nel suo complesso, attendibile. Il procedimento di revisione comprende Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2010 297 Relazione della Presidenza sulla gestione dell’Istituto nel 2009 e previsioni per il 2010 l’esame, sulla base delle verifiche a campione, degli elementi probativi a supporto dei saldi e delle informazioni contenuti nel bilancio, nonché la valutazione dell’adeguatezza e della correttezza dei criteri contabili utilizzati e della ragionevolezza delle stime effettuate dagli amministratori. Riteniamo che il lavoro svolto fornisca una ragionevole base per l’espressione del nostro giudizio professionale. Per il giudizio relativo al bilancio dell’ esercizio precedente, i cui dati sono presentati ai fini comparativi secondo quanto richiesto dalla legge, si fa riferimento alla relazione emessa dal Collegio dei Revisori dei Conti in allora in carica. 3. Il Collegio dei Revisori dei Conti ritiene congrua la quantificazione del fondo svalutazione crediti, tenuto conto delle procedure di riscossione coattiva effettuate, degli esiti delle stesse, del tasso di sofferenza dei crediti in essere, tenuto infine conto dell’analisi della stratificazione temporale dei crediti complessivamente correnti al 31/12/2009. 4. Nel corso dell’esercizio è stato avviato il processo di ammortamento del maggior valore attribuito agli immobili che hanno formato oggetto di rivalutazione ai sensi del D.L. 185/2008; risulta correttamente effettuato il relativo calcolo della fiscalità differita. 5. Risultano iscritte, al 31/12/2009, immobilizzazioni non concluse e/o non consegnate e/o non entrate in funzione, e quindi classificate tra quelle in corso, ulteriormente distinte tra immobilizzazioni in corso immateriali per Euro 117 300 e materiali per Euro 567 139; si prende atto e si concorda che, in conformità ai principi contabili nazionali, per tali immobilizzazioni non è stato avviato il processo di ammortamento. 6. Il Collegio prende atto e concorda che, in relazione ai macchinari specifici relativi al settore ricerca, sono stati calcolati per l’esercizio 2009 ammortamenti in base ad una aliquota corrispondente al 50% del- 298 Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2010 l’aliquota ordinaria in quanto, come oggettivamente riscontrato ed attestato dal Responsabile della Divisione Ricerca, l’utilizzo degli stessi risulta avvenuto in misura sensibilmente inferiore alla loro normale capacità produttiva. 7. Risulta iscritta tra le immobilizzazioni finanziarie, valutata al costo per un importo pari ad Euro 24 000, la partecipazione nella società Tecnolab Rina IIS srl, con riferimento alla quale l’Istituto non ha proceduto alla svalutazione della stessa, tenuto conto della natura non strutturale e non durevole della perdita sofferta dalla società partecipata, in conformità a quanto previsto dall’art. 2426 del Codice Civile. 8. Il Collegio, preso atto della natura e dell’ammontare dei costi che hanno generato sopravvenienze passive, raccomanda la massima attenzione al processo di accertamento dei costi di competenza dell’esercizio, avuto riferimento ai principi dell’inerenza, della competenza temporale e della correlazione. 9. A nostro giudizio, il sopramenzionato bilancio nel suo complesso è redatto con chiarezza e rappresenta in modo veritiero e corretto la situazione patrimoniale finanziaria e il risultato economico dell’Ente Istituto Italiano della Saldatura per l’esercizio chiuso al 31/12/2009, in conformità alle norme che disciplinano il bilancio d’esercizio. 10. La responsabilità della redazione della Relazione della Presidenza compete agli amministratori dell’Ente. Il Collegio dei Revisori dei Conti ha ritenuto opportuno esprimere un giudizio sulla coerenza della Relazione della Presidenza con il Bilancio, in conformità e nei limiti di quanto previsto dall’ art. 2409-ter, comma 2, lettera e), del Codice Civile, per quanto applicabile. A tal fine, abbiamo svolto le procedure indicate dal principio di revisione n. PR 001 emanato dal Consiglio Nazionale dei Dottori Commercialisti e degli Esperti Contabili. A nostro giudizio la relazione sulla gestione è coerente con il Bilancio d’esercizio dell’Ente Istituto Italiano della Saldatura al 31 Dicembre 2009. Parte seconda Relazione ai sensi dell’art. 2429 del Codice Civile 1. Nel corso dell’esercizio abbiamo svolto l’attività di vigilanza prevista dalla legge. Mediante l’ottenimento di informazione dai responsabili delle rispettive funzioni, dall’esame della documentazione trasmessaci, abbiamo acquisito conoscenza e vigilato, per quanto di nostra competenza, sull’adeguatezza della struttura organizzativa della società, del sistema di controllo interno del sistema amministrativo-contabile e sulla sua affidabilità a rappresentare correttamente i fatti di gestione, mediante l’ ottenimento di informazioni dai responsabili della funzione. 2. Abbiamo ottenuto dagli Amministratori informazioni sul generale andamento della gestione e sulla sua prevedibile evoluzione. Il Collegio dei Revisori dei Conti non ha riscontrato operazioni atipiche o inusuali. 3. L’Istituto, nel corso dell’esercizio 2009, ha adottato il Codice Etico ed ha istituito il modello di Organizzazione, Gestione e Controllo in conformità a quanto previsto dal Dlgs. 231/2001, provvedendo altresì ad istituire l’organismo di Vigilanza. 4. L’Istituto, nel corso dell’esercizio 2009, ha provveduto ad elaborare il nuovo Sistema di Gestione Integrato, emettendo le nuove procedure; il processo di adozione delle nuove procedure e di estensione delle stesse a tutte le aree dell’Istituto risulta in corso al 31/12/2009. 5. Tale sistema di gestione integrato dovrà produrre un meccanismo di reporting evoluto e tempestivo, migliorando sensibilmente la capacità di controllo di gestione basata sull’articolazione stessa della contabilità analitica. Il Collegio dei Revisori ha raccomandato in particolare che tutte le attività non destinate alla vendita, ma determinanti per l’accre- Relazione della Presidenza sulla gestione dell’Istituto nel 2009 e previsioni per il 2010 scimento delle conoscenze aziendali e per l’organizzazione del lavoro e del processo produttivo, vengano censite sotto forma di progetti con obiettivi misurabili e monitorate con scostamenti noti tra preventivi e consuntivi. In questo quadro l’Istituto ha proceduto, a far data dall’ 1/1/2010, a predisporre l’apertura di apposite commesse interne per il controllo e monitoraggio dello sviluppo a completamento del nuovo sistema operativo LIGEST. 6. Nel corso dell’esercizio non sono pervenute al Collegio dei Revisori dei Conti denunce ai sensi dell’art. 2408 del Codice Civile, né sono pervenuti esposti. 7. Il Collegio dei Revisori dei Conti, nel corso dell’esercizio, non ha rilasciato pareri ai sensi di legge. 8. Abbiamo partecipato alle adunanze del Comitato Direttivo e del Consiglio Generale. Le stesse si sono svolte nel rispetto delle norme statutarie, legislative e regolamentari che ne disciplinano il funzionamento. Possiamo ragionevolmente assicurare che le azioni deliberate sono conformi alla legge ed allo statuto sociale e non sono manifestamente imprudenti, azzardate, in potenziale conflitto di interesse o tali da compromettere l’integrità del patrimonio sociale. 9. Abbiamo esaminato il Bilancio d’esercizio chiuso al 31/12/2009. Per l’attestazione che il Bilancio Attività Passività - Patrimonio netto (escluso l’utile dell’esercizio) - Utile (perdita) dell’esercizio Euro Euro Euro Euro 35 277 808 10 110 052 24 525 832 641 924 Il conto economico presenta, in sintesi, i seguenti valori: Valore della produzione (ricavi non finanziari) Costi della produzione (costi non finanziari) Differenza Proventi e oneri finanziari Rettifiche di valore di attività finanziarie Proventi e oneri straordinari Risultato prima delle imposte Imposte sul reddito Utile (perdita) dell’esercizio d’esercizio al 31/12/2009 rappresenta in modo veritiero e corretto la situazione patrimoniale e finanziaria e il risultato economico della vostra Associazione ai sensi dell’articolo 2409-ter, terzo comma, del Codice Civile, rimandiamo alla prima parte della nostra relazione. 10. Gli Amministratori, nella redazione del bilancio, non hanno derogato alle norme di legge ai sensi dell’art. 2423, quarto comma, del Codice Civile. 11. Lo Stato Patrimoniale evidenzia un patrimonio netto pari ad Euro 25 167 756 e si riassume nei valori riportati nel prospetto in alto. Euro Euro Euro Euro Euro Euro Euro Euro Euro 24 086 778 22 735 051 1 351 727 247 983 (1 033) 12 856 1 611 533 (969 909) 641 924 12. Dall’attività di vigilanza e controllo non sono emersi fatti significativi suscettibili di segnalazione o di menzione nella presente relazione. 13. Per quanto precede, il Collegio dei Revisori dei Conti non rileva motivi ostativi all’approvazione del Bilancio di esercizio al 31/12/2009 né ha obiezioni da formulare in merito alla proposta di deliberazione presentata dalla Presidenza per la destinazione dell’utile dell’esercizio. Il Collegio dei Revisori dei Conti Dott. Alessandro Pinto Prof. Alessandro Pini Prato Dott. Claudio Sartore Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2010 299 Convention dell’ La Convention dell’ IISclub è la manifestazione dedicata alle Figure Professionali ed alle Aziende qualificate e certificate dall’IIS ai fini di fornire loro un efficace percorso di “continuous education”. Le Giornate Nazionali di Saldatura si ripropongono, per la sesta volta, come evento culturale di riferimento nel mondo della fabbricazione dei prodotti saldati. I contenuti scientifici e tecnologici di questa sesta edizione sono stati curati come sempre! Attenzione particolare è stata posta alla scelta degli argomenti da sviluppare, dei temi da discutere, delle novità da presentare avendo attualità e valenza applicative quali criteri conduttori. Se “la competenza è una conquista”, le GNS rappresentano certamente un’opportunità rilevante di crescita Workshops tematici A partire dal pomeriggio della prima giornata si terranno 6 Workshop, sui temi stabiliti, della durata di circa 4 ore ognuno nel corso dei quali saranno presentate e discusse 6 memorie sul tema specifico. A due a due gli Workshop si svolgeranno in contemporanea. Corsi avanzati A partire dal pomeriggio della prima giornata si terranno 6 Corsi, due per ogni mezza giornata, tenuti da docenti IIS esperti del tema specifico della durata di circa 1 ora e mezza ognuno. I Corsi si svolgeranno in parziale sovrapposizione con gli Workshop secondo un calendario che sarà reso noto in anticipo. Dimostrazioni tecnicocommerciali In locali appositamente destinati si svolgeranno, su prenotazione, incontri tecnici della durata massima di 1 ora proposti da Aziende del settore che presenteranno le loro più recenti novità scientifiche e tecnologiche. Sessione Poster Nell’ambito delle GNS4 è prevista una sessione Poster comprendente 15 Poster. I Poster tratteranno argomenti tecnico scientifici ed avranno contenuti innovativi inerenti la saldatura e le tecniche ad essa affini e connesse. Sponsor al 31 Maggio2010 • AEC TECHNOLOGY • ASG SUPERCONDUCTORS • BÖHLER WELDING • ESAB • FBI • FILEUR • LINCOLN ELECTRIC • MESSE ESSEN • ORBITALUM • RIVOIRA • TECNOELETTRA • WELDING ALLOYS Saldatura di forti spessori con laser in fibra ottica fino a 30 kW (°) M. Grupp * K. Klinker * S. Cattaneo ** Sommario / Summary Le applicazioni industriali dei laser in fibra ad alta potenza includono la saldatura, il taglio 2D e 3D, il taglio e la saldatura a distanza, la brasatura e i trattamenti superficiali. Con la disponibilità di laser in fibra con potenza oltre i 10 kW si potrebbero sviluppare nuovi campi di applicazione nella saldatura di forti spessori: cantieri navali e industrie offshore, produzione di tubi e condutture e altri settori dell’industria pesante. Il trasporto del fascio tramite fibra ottica consente un’alta flessibilità anche per la produzione di pezzi molto grandi come nel settore della costruzione navale. In questo lavoro sarà presentata la saldatura laser di forti spessori con laser fino a 30 kW di potenza e solo 200 μm di diametro della fibra. Questi laser permettono, da una parte, una profondità di penetrazione della saldatura di oltre 30 mm in singola passata e, dall’altra, una velocità di processo molto elevata per materiali più sottili. La combinazione del laser con le tecniche convenzionali della saldatura ad arco (saldatura ibrida) consente poi un’ulteriore ottimizzazione della qualità di saldatura e permette una saldatura testa-testa con “gap” fino a 1 mm. Il presente documento mostra i più recenti risultati nella saldatura con laser in fibra ad elevatissima potenza insieme a nuove applicazioni nel settore della produzione. Actual industrial applications of high power fiber laser include welding, 2D and 3D cutting, remote cutting and (°) Traduzione italiana della memoria presentata a EUROJOIN 7 - GNS5 Technical Session: “Advanced and improved traditional welding processes” Venezia Lido, 21-22 Maggio 2009. * IPG Laser GmbH - Burbach (Germania). ** IPG Photonics S.r.l. - Legnano (MI). welding, brazing and surface treatments. With the availability of high power fiber lasers of more then 10 kW new application fields in thick section welding could be developed: shipbuilding and offshore-industry, tube and pipeline production and other areas of heavy industry. The beam delivery via fibers enable highly flexible production cells for even very large parts as in panel-lines in the shipbuilding industry. In this paper, laser welding of thick metal sections using fiber laser up to 30 kW with 200 μm fiber delivery will be presented. These beam sources enable penetration depths of more than 30 mm or on the other side very high welding speeds for thinner materials. The combination of the laser with conventional arc-welding techniques (hybrid welding) allows a further optimization of the welding quality and allows butt-welding with gaps up to 1 mm. This paper shows the latest results in ultra high power fiber laser welding together with new applications in the production. Keywords: Combined processes; comparisons; development; distortion; fiber lasers; GMA welding; laser welding; offshore structures; pipelines; shipbuilding; submerged arc welding; thick; thickness; utilisation. Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2010 303 M. Grupp et al. - Saldatura di forti spessori con laser in fibra ottica fino a 30 kW Introduzione Negli ultimi anni, i laser in fibra hanno aumentato enormemente la loro quota di mercato nella lavorazione dei materiali. Quando nel 2001 vennero introdotti sul mercato i primi laser in fibra di qualche centinaio di Watt, l’iniziale interesse dei reparti di ricerca e sviluppo per questa nuova tecnologia venne seguito molto velocemente da un crescente interesse da parte dell’industria. I vantaggi economici e tecnologici rispetto ad altre sorgenti laser erano evidenti e il potenziale per le applicazioni future veniva continuamente mostrato da risultati di ricerca ottenuti sulla lavorazione dei materiali. Questi vantaggi hanno portato ad un rapido inserimento dei laser in fibra sul mercato andando, di volta in volta, ad aprire nuove applicazioni o, più semplicemente, a sostituire altre tecnologie. I campi di applicazione vanno dalle micro lavorazioni con laser in fibra, pulsati o continui, con la più alta qualità del fascio - singolo modo o fascio gaussiano - fino alle applicazioni ad alta potenza nel taglio e in saldatura per materiali a forte spessore. Il taglio laser, attualmente il più grande mercato della Power in Watt Development commercial low order mode fiber laser Year of release Figura 1 - Tempi di sviluppo dei laser in fibra multimodali ad alta potenza. tecnologia laser, è stato rivoluzionato grazie alla disponibilità dei sistemi di taglio con laser in fibra di numerosi costruttori di macchine. La lunghezza d’onda di 1.07 μm ha un assorbimento nettamente superiore su tutti i metalli rispetto al laser a CO2, ciò comporta una velocità di processo superiore e con una potenza del laser normalmente inferiore. In tempi molto brevi il concetto di “modularità” di queste nuove sorgenti ha consentito lo sviluppo di laser in fibra ad altissima potenza (Fig. 1). Al giorno d’oggi laser a 50 kW sono già stati introdotti; per laser con potenze superiori è questione solo di domanda di mercato. La tecnologia dei laser in fibra solido pompate a diodi con una fibra attiva drogata con terre rare come l’itterbio, l’erbio o il tulio. I vantaggi principali sono la qualità elevata del fascio con un’efficienza elettrica circa del 30%. L’utilizzo di emettitori singoli raffreddati passivamente per il pompaggio della fibra attiva dà un’alta stabilità in potenza e un funzionamento a lungo termine senza manutenzione programmata. I laser in fibra multimodali ad alta potenza per la lavorazione di materiali hanno un design modulare. Ciò consente la generazione di potenza praticamente illimitata con la combinazione di più moduli a singolo modo in un sistema multimodale [1]. La Figura 2 mostra un sistema laser in fibra compatto, di 30 kW di potenza in uscita e un ingombro di soli 2 m2. I laser in fibra sono sorgenti allo stato • YLR-30000 • Power 30 kW • Fiber diameter 200 μm • Floor space 2280 x 806 mm • Power consumption max. 105 kW Figura 2 - Laser in fibra di 30 kW IPG YLR30000. 304 Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2010 • Efficiency ~ 30% • Weight 1200 kg M. Grupp et al. - Saldatura di forti spessori con laser in fibra ottica fino a 30 kW Applicazioni Il primo laser in fibra da 10 kW, introdotto nel 2004, ha generato un grande interesse nel settore della costruzione navale [2]. Il principale vantaggio nella saldatura di forti spessori, oltre ad un significativo aumento della velocità di saldatura, è la riduzione della distorsione termica dovuta ad un minore apporto di calore. Con i sistemi ibridi che accoppiano le tecnologie laser e GMAW si possono ottenere velocità di saldatura superiori ad 1 m/min anche con spessori maggiori di 10 mm (Fig. 3). La combinazione dei due processi porta ad una stabilizzazione dell’arco elettrico ad alta velocità insieme ad una maggiore tolleranza all’eventuale “gap” che può arrivare ad essere più ampio del diametro del fascio laser [3]. Il vantaggio dei laser in fibra rispetto a quelli a CO2 è sottolineato dalla semplicità nel trasportare il fascio attraverso le fibre ottiche, riducendo così i costi ed evitando i limiti tecnologici dovuti al trasporto del fascio attraverso catene ottiche. Gr a z ie a lu n g h e fi bre di proc e sso (> 50 m), anche in aree di saldatura decisamente grandi, non è più necessario correggere continuamente la posizione focale e le regolazioni della catena ottica, non essendo appunto quest’ultima più presente. Le preoccupazioni riguardanti la sicurezza laser per la lunghezza d’onda di 1.07 μm sono state superate da un’intensa attività di ricerca e sviluppo di schermatura della radiazione in prossimità della testa di processo. Nel frattempo diversi laser da 6 a 10 kW sono stati installati nei principali cantieri navali europei. L’altro importante vantaggio tecnologico dei laser in fibra è l’alta qualità del fascio, che è garantita da un diametro molto piccolo della fibra di processo e che permette la focalizzazione del fascio su spot molto piccoli. I laser in fibra ottica fino ai 10 kW possono essere forniti con fibre di soli 100 μm di diametro del core, corrispondente a un beam parameter product (BPP) < 4.5 mm*mrad. Questa piccola dimensione dello spot insieme all’alta velocità di saldatura si traduce in un cordone molto stretto a forma di chiodo con un apporto di calore molto ridotto (Fig. 4). Figura 3 - Riduzione delle distorsioni con la saldatura laser-ibrido confrontata con la saldatura ad arco sommerso (courtesy of AKER Finyards shipyard, Turku, Finland). Figura 4 - Saldatura bead-on-plate a 8 kW (acciaio inox). La profondità di saldatura e la forma del cordone sono paragonabili alla saldatura a fascio elettronico. Per questo motivo i laser in fibra ottica possono sostituire la saldatura a fascio elettronico (EB) in una vasta gamma di applicazioni, quali la saldatura di ingranaggi (differenziali, alberi, ruote dentate) ed altri componenti, senza il bisogno di una camera a vuoto. In particolare, per la produzione di parti di grosse dimensioni o per produzioni di grandi quantità di pezzi, questo si traduce in tempi di processo notevolmente più brevi e in una significativa riduzione dei costi. Laser in fibra ad altissima potenza La disponibilità di sorgenti laser in fibra con potenza superiore a 10 kW ha oggi reso possibile la saldatura di oltre 20 mm di spessore. Questo risulta di grande interesse nella fabbricazione di tubi/costruzione di condutture, nell’industria pesante e nella costruzione di centrali elettriche. La Figura 5 mostra le prestazioni del laser in fibra di 30 kW (YLR 30000) con una fibra di processo avente diametro di soli 200 μm. Tutte le prove di saldatura sono state fatte in “bead-on-plate” con la stessa configurazione ottica. È stata usata una testa di saldatura con focale di 320 mm e avente un ingrandimento ottico di 2.1x, comportando un diametro dello spot sul pezzo di 420 μm. La Figura 5 mostra che con una sorgente da 20 kW in questa configurazione è possibile raggiungere una profondità di penetrazione di 25.4 mm (1”) alla velocità di 1 m/min. Aumentando la potenza a 30 kW sarà possibile, sul medesimo spessore, raggiungere una velocità di 2 m/min. Dalle sezioni trasversali delle saldature si dimostra che, ad una velocità inferiore ad 1 m/min, si verifica la tipica geometria di saldatura a forma di V o Y, mentre a velocità di saldatura più elevata, la forma risulta molto più stretta con i fianchi quasi paralleli. La Figura 6 mostra una saldatura di testa di uno spessore di 50.8 mm (2”) di acciaio inox saldato a 20 kW alla velocità di 0.8 m/min, da entrambi i lati. La penetrazione da ogni lato è di 27.5 mm, che si traduce in una zona di sovrapposizione di circa 4 mm. Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2010 305 M. Grupp et al. - Saldatura di forti spessori con laser in fibra ottica fino a 30 kW Penetration mm YLR 30000 Welding Speed m/min Figura 5 - Prestazioni di saldatura del laser in fibra da 30 kW (YLR 30000). Saldatura bead-on-plate su acciaio inox 1.4301 e X70. I vantaggi della saldatura di lamiere di elevato spessore con il laser in fibra sono evidenti anche nella Figura 7. La sezione trasversale, a sinistra della Figura 7, mostra una convenzionale saldatura di acciaio di 31 mm utilizzando l’arco sommerso. Dopo l’iniziale saldatura della radice, con la preparazione dei lembi a V, vengono eseguite altre 7 passate di riempimento. La velocità di ogni passata è di 0.5 m/min che corrisponde in totale ad una velocità di saldatura di 0.06 m/min. Il consumo di filo d’apporto è stato di 2 kg per metro. La sezione trasversale mostrata a destra della Figura 7 evidenzia invece una saldatura a singola passata a 30 kW con materiale spesso 32 mm. La velocità di saldatura di 0.6 m/min è 10 volte superiore rispetto alla saldatura ad arco sommerso e senza aggiungere filo d’apporto. Prospettive future Figura 6 - Saldatura doppio lembo di acciaio inox spesso 2”. P= 20 kW, v= 0.8 m/min. Per quanto riguarda il possibile incremento della profondità di saldatura con un aumento di potenza, azzardando un’estrapolazione dai risultati sperimentali ottenuti con i 30 kW, si potrebbe pensare di ottenere un aumento quasi lineare di penetrazione (Fig. 8). Questo porta alla speranza che, con potenze dell’ordine dei 50 kW, per altro già oggi commercialmente disponibili, si potrebbero raggiungere spessori di 50 mm con saldature a singola passata. Applicazioni di saldature di questo spessore sono richieste in centrali elettriche e nella Figura 7 - Comparazione della saldatura ad arco sommerso multi passata con la saldatura a singola passata a 30 kW. vSAW = 0.06 m/min (total speed for all layers), vLaser = 0.6 m/min. (Picture on the left courtesy of ISF RWTH Aachen University). 306 Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2010 M. Grupp et al. - Saldatura di forti spessori con laser in fibra ottica fino a 30 kW extrapolated Penetration Depth mm experimental Conclusioni Laser Power kW Figura 8 - Profondità di penetrazione vs. potenza laser. Limite sperimentale e incremento potenziale della profondità di saldatura con l’aumento della potenza. Bibliografia [1] [2] [3] costruzione di reattori così come nell’industria pesante. Un esempio è la costruzione del reattore termo-nucleare internazionale (ITER) dove devono essere saldate pareti di spessore di oltre 60 mm su larghe sezioni del reattore. Grupp M., Sepold G.: «Laser System Technology». In: Landolt-Börnstein Laser Applications, Gruppe 8: Advanced Materials and Technologies, Band1/Teilband C: Laser Physics and Laser Applications, Springer Verlag Berlin, Heidelberg, New York, 2004. Sumpf A., Jasnau U., Seyffarth P.: «10 kW-Hochleistungsfaserlaser - Erfahrungen aus verschiedenen Anwendungen», DVS-Berichte Bd. 237, DVSVerlag Düsseldorf, 2005. Thomy C., Grupp M., Schilf M., Seefeld T., Vollertsen F.: «Welding of Aluminium and Steel with High-Power Fibre Lasers». In: Proc. ICALEO 2004, LIA Congress Proceedings CD-Rom 597, LIA, Orlando FL, 2004, Paper 302. In tempi molto brevi i laser in fibra sono diventati strumenti efficaci per la saldatura di materiali di alto spessore. La potenza e la flessibilità permettono l’integrazione dei laser in fibra nelle grandi linee di produzione per la cantieristica navale ed industrie offshore, nella produzione di tubi, di condutture e in altri settori dell’industria pesante. Oggi possono essere saldati spessori superiori a 30 mm con geometrie dei cordoni di saldatura molto simili a quelli delle saldature a fascio elettronico, ma avendo il vantaggio di non dover utilizzare camere a vuoto e di non avere nessun limite per quanto riguarda le dimensioni del pezzo. I risultati sperimentali di oggi fanno intravedere, per applicazioni future, la possibilità di saldare con laser in fibra spessori superiori a 50 mm. Dipl.-Ing. Michael GRUPP, studied mechanical engineering at the University of Stuttgart. After his study he worked as scientific staff at the Bremer Institut für angewandte Strahltechnik BIAS on the fields of laser welding, cladding and surface treatment. Since 2005 he is the head of the application laboratory at IPG Laser GmbH, Burbach, Germany. Dipl. Ing. Karsten KLINKER, is application engineer at the IPG Laser GmbH, Burbach, Germany. He is specialist on laser cutting and welding with high power fiber lasers. After his study of engineering physics he worked in the field of process development for laser applications for heat exchangers. Dr. Stefano CATTANEO, is general manager of IPG Photonics S.r.l. (Italy). He has got the degree in Physics at the University of Milan. Before joining IPG Photonics in 1998, he worked at Italtel SpA as designer of optical amplifiers and fiber lasers for telecommunication. Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2010 307 Pubblicazioni Manuale del coordinatore di posa, saldatura e collaudo di reti in polietilene Indice 1. 2. 3. 4. 5. 6. 7. Caratteristiche delle materie prime dei tubi e dei raccordi. Procedimenti di saldatura. Attrezzature per la realizzazione dei giunti saldati. Verifica delle attrezzature e qualificazione del personale. Posa e manutenzione delle condotte di polietilene ed analisi comparata fra i differenti materiali. Rinnovamento delle condotte. Organizzazione e pianificazione delle attività di posa e di collaudo, d’igiene e sicurezza sul lavoro. 2002, 306 pagine, Codice: 101502, Prezzo: € 60,00 Soci IIS - Membri IIS Club, Prezzo: € 48,00 Divisione PRN Maura Rodella Lungobisagno Istria, 15 16141 GENOVA Tel. 010 8341385 Fax 010 8367780 Email: [email protected] www.weldinglibrary.com www.iis.it Trattamento ad aria calda: modalità ed applicazioni (°) F. Rinaldi * C. Pignatti * Sommario / Summary Il metodo di trattamento termico ad aria calda è stato sviluppato principalmente per l’esecuzione di trattamenti su saldature di recipienti di dimensioni tali da non potere essere trasportati ad un forno ed in cui le dimensioni delle zone da trattare rendevano inapplicabile il classico trattamento localizzato. Con questo metodo il recipiente stesso viene praticamente a costituire le pareti del forno di trattamento e viene riscaldato mediante l’insufflazione di aria riscaldata con bruciatori. Data l’alta flessibilità il metodo è poi stato applicato anche a trattamenti in loco di pezzi di grande spessore e dimensione o di pezzi ripetitivi, accoppiato a forni mobili. Questo articolo illustra i procedimenti, le problematiche principali ed alcune applicazioni di questo metodo. or where the dimensions of the areas to be heat treated don’t allow the treatment with the classic localized method. With this method the vessel itself constitutes, in some way, the treating furnace walls, while it is heated feeding air that is heated by burners. Due to the high flexibility of this method it has then been applied to heat treat on site items with high thickness and dimensions or of multiple items, together with mobile furnaces. This article lists the procedures, the cares and some applications of this method. The heated air treatment method has been mainly developed to execute post weld heat treatments on vessels with such dimensions that they cannot be transported to fixed furnaces Keywords: Air; heat treatment; hot; local effects; measuring instruments; storage tanks; utilisation; welded joints. (°) Memoria presentata al Convegno IIS: “I trattamenti termici di componenti e strutture saldate” - Genova, 30 Settembre 2009. * FRESCHI TRATTAMENTI - Bora di Mercato Saraceno (FC). Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2010 309 F. Rinaldi e C. Pignatti - Trattamento ad aria calda: modalità ed applicazioni 2. Preparazione del pezzo 1. Introduzione I trattamenti termici sono richiesti per vari scopi ma, in questo articolo, noi focalizzeremo la nostra attenzione sui trattamenti dei componenti saldati, trattamenti che rappresentano l’oggetto principale del metodo ad aria riscaldata. Come è ben noto le strutture saldate possono raggiungere rapidamente dimensioni che non consentono il trattamento dopo saldatura in forno, per cui si rende necessario il trattamento localizzato della sola saldatura, usualmente a resistenza od induzione. Quando, però, le dimensioni dei giunti diventano elevate, specialmente se è preferibile o necessario trattare più saldature contemporaneamente, il trattamento localizzato può arrivare ad una complessità ed anche ad un costo proibitivo. In detti casi, sempre se non è conveniente o possibile trasportare il pezzo in un forno fisso, diviene conveniente l’utilizzo del trattamento con aria calda, con le modalità descritte nel seguito. Figura 1 310 Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2010 2.1 Coibentazione Il pezzo da trattare viene completamente isolato sulla superficie esterna, fasciandolo con materassini di lana di roccia rinforzati con rete metallica. I materassini vengono usualmente bloccati con reggette metalliche e, ove necessario e possibile, con chiodi puntati a scarica sul pezzo. Le eventuali estremità aperte e le altre aperture, quali passi d’uomo e bocchelli, vengono chiusi con fondelli temporanei; questi fondelli sono composti da isolante montato su una struttura di supporto, che può essere costituita, a seconda delle dimensioni, da dischi in lamiera od in rete elettro-saldata, rinforzata con profilati. Su questi dischi possono essere ricavati, quando necessario, i fori per l’ingresso o l’uscita dell’aria riscaldata. In questo modo il pezzo stesso diviene una specie di forno di trattamento. Nella Figura 1 si vede una sfera di 17 m di diametro, in fase di coibentazione ed a coibentazione finita; dietro la prima si intravede una seconda sfera da trattare successivamente. 2.2 Supporti ausiliari Per evitare deformazioni può essere necessario predisporre dei punti di supporto ausiliari, a larga superficie di appoggio, quando il pezzo ne sia sprovvisto o non ne abbia a sufficienza. La Figura 2 riporta lo schizzo di un tratto di colonna di distillazione; dato che la colonna, ovviamente, deve esse r e montata in verticale, non ha appoggi sui lati, per cui sono stati predisposti dei supporti provvisori. Essendo il rapporto spessore / diametro basso ed alta la temperatura di trattamento, il numero e la posizione dei supporti sono stati calcolati con un’analisi Zick modificata. 2.3 Disposizione delle termocoppie Completata la coibentazione, sulla parete esterna del pezzo vengono montate le termocoppie, preferibilmente del tipo a scarica capacitiva, per il controllo della temperatura. Le termocoppie vengono dis pos te in modo tal e d a coprire nel modo più uniforme possibile tutta la superficie esterna. Quando il pezzo non ha grosse variazioni di geometria, le termocoppie vengono usualmente disposte su circonferenze con passo di non più di 3 m circa, tre termocoppie per circonferenza, a 120° fra di loro; le termocoppie su circonferenze adiacenti vengono disposte sfalsate (Fig. 2), impiegando, abitualmente, 20 - 24 termocoppie. Nel caso di pezzi di forma complessa, le termocoppie vengono disposte in posizioni e numero ad hoc. F. Rinaldi e C. Pignatti - Trattamento ad aria calda: modalità ed applicazioni Figura 2 Figura 3 Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2010 311 F. Rinaldi e C. Pignatti - Trattamento ad aria calda: modalità ed applicazioni Figura 4 - Serbatoio con tubi di irrigidimento su cui verrà bloccata la parete provvisoria. Nella Figura 3 è mostrato uno di questi casi; la disposizione delle termocoppie è determinata dalla presenza di grossi anelli di irrigidimento che, parzialmente, sezionano il recipiente in più camere e dalla necessità di controllare la temperatura della parete divisoria intermedia. Figura 6 - Bruciatori in diversi collegamenti. 312 Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2010 Figura 5 2.4 Precauzioni particolari Per pezzi in cui il rapporto spessore/diametro sia molto ridotto può anche essere necessario predisporre dei mezzi di irrigidimento provvisori, per evitare la deformazione del serbatoio durante il trattamento, poiché alla temperatura di trattamento il materiale perde molta parte della sua resistenza meccanica. Questo è molto spesso necessario per le estremità libere di un recipiente cha vada trattato in spezzoni; in questo caso le strutture di irrigidimento possono fare parte della parete di chiusura (Fig. 4). 2.5 Trattamenti parziali Come detto, il trattamento ad aria riscaldata è stato messo a punto ed è adatto Figura 7 F. Rinaldi e C. Pignatti - Trattamento ad aria calda: modalità ed applicazioni principalmente a trattare pezzi completi ma ci sono casi in cui viene utilizzato per trattamenti parziali. Il caso più frequente si presenta per serbatoi molto lunghi che vengono fabbricati e trattati in tronchi in officina e poi assemblati in cantiere. Quando il diametro del serbatoio è elevato, per il trattamento della saldatura di giunzione è richiesto, conseguentemente, il riscaldamento di un tratto diritto di lunghezza significativa; questo fa sì che il numero di macchine necessarie per un trattamento a resistenza e la relativa potenza installata siano molto elevati, per cui può essere preferibile il trattamento ad aria calda. Nella Figura 5 è mostrata la preparazione esterna per uno di tali trattamenti; il serbatoio finito aveva 6 m di diametro, per una lunghezza di 66 m, per cui il trasporto era chiaramente improponibile. Il serbatoio era fabbricato in tronchi in officina e poi assemblato in impianto. Per il trattamento della saldatura di unione era prescritto il riscaldamento di una fascia lunga almeno un metro; questo comportava l’uso di almeno 12 macchine a 6 punte, cosa in pratica non fattibile in quel cantiere, per cui è stato preferito il trattamento ad aria calda. Un altro caso, meno frequente, si ha quando solo una sezione del serbatoio debba essere trattata, ad esempio per differenze di materiale o di spessore o perché in presenza della saldatura di unione fra due parti, una che richiede il trattamento e l’altra che non ne ha bisogno. Nei casi sopra descritti la zona da trattare viene tamponata con una o due pareti provvisorie, costruite con profilati, reti metalliche e coibente; il pezzo viene coibentato in superficie esterna per una lunghezza molto maggiore del tratto da riscaldare. La camera così creata deve poi essere riscaldata, cioè è necessario farvi entrare e farne uscire l’aria calda. Per l’evacuazione dell’aria calda normalmente si pratica un’apertura su una delle pareti provvisorie, poiché, anche se l’aria entra nella parte non da trattare, non riesce più a riscaldarla in modo significativo. Per l’ingresso si usa preferibilmente un qualche bocchello presente in zona; in mancanza di questo e se il tratto da riscaldare è compreso fra due pareti provvisorie, si può ricavare un foro sull’altra parete provvisoria; in tal caso, se il bruciatore deve essere piazzato dentro il serbatoio stesso, ovviamente, sono richieste particolari prescrizioni di sicurezza. l’aria di combustione che viene dal ventilatore, per il gas che viene dal vaporizzatore e l’attacco per il sistema di accensione e per il sensore che controlla la continuità della fiamma. 3. Attrezzature 3.2 Centralina di controllo Comanda il sistema di accensione, regola la combustione e blocca l’alimentazione del gas se l’occhio magico segnala l’interruzione della fiamma. La centralina è piazzata a valle del vaporizzatore. Oltre alle termocoppie ed ai registratori, che sono comuni a tutti i tipi di trattamento, le attrezzature specifiche di questo tipo di trattamento sono: • Bruciatori • Centraline di controllo • Vaporizzatori • Ventilatori • Serbatoi di combustibile. 3.1 Bruciatori I bruciatori sono del tipo ad alta velocità, alimentati con gas o, più raramente, con gasolio. Il bruciatore esegue fondamentalmente le seguenti funzioni: 1. convoglia il gas alla pre-camera di combustione ove il gas è miscelato all’aria e bruciato; 2. convoglia l’aria in arrivo dai ventilatori ad alta velocità; 3. mescola l’aria con i fumi di combustione; così i gas caldi vengono diluiti e la temperatura dell’aria può essere mantenuta ai valori desiderati, per evitare shock sui materiali; 4. invia i gas caldi nel pezzo. Il bruciatore invia l’aria per mezzo di un tubo che entra dai passi d’uomo o da altre aperture; il tubo può essere sagomato in modo da diffondere o deviare l’aria, così da non lambire direttamente le pareti e garantire un’efficace circolazione dell’aria calda all’interno del pezzo da trattare. Quando gli internal sono troppo vicini alla bocca del bruciatore, può capitare che l’aria calda non abbia spazio sufficiente per miscelarsi e che, quindi, si rischino surriscaldamenti localizzati; in tal caso il bruciatore invia l’aria calda in una pre-camera montata all’esterno del corpo da trattare. L a Fi gura 6 mos tra due bruciatori montati su pre-camere esterne, costituite da tubi, ed un bruciatore montato direttamente all’imbocco di un vessel. Il bruciatore, in sostanza, è costituito da un tubo che porta l’ugello di iniezione del gas ed il miscelatore aria-gas, oltre al sistema elettrico di accensione e controllo. Il bruciatore ha gli attacchi per 3.3 Vaporizzatore È una caldaietta elettrica od a gas che riscalda il gas di alimentazione, prevenendo il congelamento ed il blocco dell’alimentazione stessa. 3.4 Ventilatore Fornisce l’aria primaria di combustione e di circolazione; la combustione deve avvenire in eccesso d’aria, così da garantire che la temperatura dei gas che entrano nei pezzi da trattare sia molto minore di quella delle fiamme e che la grande velocità di circolazione favorisca una rapida distribuzione dei gas caldi su tutte le superfici. Nei bruciatori più moderni centralina e ventilatore sono montati su un unico carrello. 3.5 Serbatoio del combustibile Normalmente, almeno in cantiere, non è disponibile una fornitura di combustibile sufficiente per alimentare i bruciatori del trattamento, pertanto devono essere predisposti degli appositi serbatoi di combustibile (normalmente GPL). I serbatoi, con valvole di stop e di sicurezza, devono avere una capacità tale da garantire almeno i ¾ del ciclo (tipicamente 3000-5000 l) e devono poter essere riforniti durante il ciclo stesso. Nella Figura 7 sono raffigurati un complesso centralina - ventilatore, due vaporizzatori in tandem e due serbatoi in opera. 4. Regolazione del ciclo Abbiamo visto che la temperatura del ciclo è controllata e registrata tramite una serie di termocoppie, però queste sono termocoppie passive, cioè non agiscono sui sistemi di regolazione. In effetti, il sistema di regolazione non è Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2010 313 F. Rinaldi e C. Pignatti - Trattamento ad aria calda: modalità ed applicazioni adatto ad essere facilmente automatizzato, poiché occorre intervenire su tutta una serie di fattori complessi, come vedremo nel seguito. 4.1 Velocità dell’aria Come è noto, per avere un efficace scambio termico fra l’aria e la superficie da scaldare, occorre che la velocità dell’aria che incide sulla superficie sia la più elevata possibile. Pertanto, oltre alla necessità di avere ventilatori ad alta velocità e con elevata portata, occorre guidare accuratamente il flusso dei gas. Normalmente il moto globale dell’aria è assiale, con l’entrata dell’aria su un’estremità e l’uscita sull’altra, ma il flusso non deve essere esattamente assiale, anzi si deve creare un moto tangenziale alle pareti, angolando il tubo diffusore o sagomandone l’estremità, in modo da evitare zone di ristagno. Per serbatoi molto corti rispetto al diametro, allo scopo di creare una sufficiente turbolenza, può essere necessario creare un vortice con l’entrata e l’uscita dell’aria su un bocchello che deve essere approssimativamente sulla mezzeria del serbatoio stesso. 4.2 Quantità di aria calda È evidente che, aumentando le dimensioni del pezzo, occorre aumentare la quantità di aria calda, pertanto può essere necessario utilizzare più bruciatori, posizionati in modo da distribuire il calore in più zone e, così, da facilitare il riscaldamento e la regolazione. Come si vede nell’esempio della Figura 2, per il trattamento erano previsti due bruciatori, uno sulla parete provvisoria in estremità e l’altro su un mozzo circa in m ez z e r ia ; u n te r z o bruc i a t ore , pi ù piccolo, era previsto per riscaldare una zona praticamente isolata dal resto della colonna. Nella Figura 8, invece, sono mostrati due casi con due bruciatori montati circa in mezzeria, su uno o due bocchelli, e con i flussi in direzione opposta. 4.3 Distribuzione dell’aria È facimente comprensibile che, per garantire un riscaldamento omogeneo di tutto il pezzo, occorre che non ci siano zone senza circolazione dell’aria calda. Le precauzioni prima esposte possono non essere sufficienti se il serbatoio ha forma irregolare o se ci sono delle inca- 314 Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2010 merature. In tali casi il flusso d’aria può essere migliorato c on opportuni rimedi. Ad esempio, se ci sono vari bocchelli distribuiti sulla parete, questi possono es s ere chiusi con coperchi apribili; durante il trattamento, se ci sono z one più fredde, si possono aprire le aperture c o i n c i d e n t i , f o rzando quindi il flusso dell’aria calda in queste zone che così si riscaldano. Qua ndo ci s ono incamerature è necessario sagomare appositamente il tubo distributore, ricavando delle diramazioni che guidano l’aria all’interno delle camere. Ad e se m p io, nel caso della Figura 3, gli anelli di irrigidimento, alti 1 m circa, avrebbero ostacolato la circolazione dell’aria sulle pareti; pertanto il tubo distributore era composto di spezzoni di tubo di diametro decrescente. Sugli spezzoni, in corrispondenza delle varie camere, erano ricavati dei fori che convogliavano l’aria verso le pareti esterne, riscaldando così le varie camere senza investire direttamente la parete divisoria che, riscaldata dai due lati, avrebbe potuto raggiungere una temperatura troppo alta. Per migliorare ulteriormente il flusso, sulla curva del distributore era ricavata una diramazione che inviava l’aria sul fondo prospiciente; l’apertura della diramazione era azionabile dall’esterno. 4.4 Riscaldamento ausiliario Il sistema ad aria calda produce un riscaldamento generalizzato, pertanto, se ci sono grosse variazioni di spessore, può essere difficile avere una temperatura sufficientemente omogenea su tutto il pezzo, almeno nelle fasi di salita; in questi casi si può provvedere con un sistema di riscaldamento ausiliario. Figura 8 Nella Figura 9 è riportato uno di questi casi; il mantello del serbatoio aveva uno spessore attorno a 50 mm, mentre i mozzi dei passi d’uomo avevano spessori di oltre 250 mm; per garantire un efficace trattamento della saldatura di giunzione fra mantello e mozzo, evitando grosse differenze di temperatura, sulle saldature sono state predisposte delle corone di resistenze ausiliarie che venivano pilotate tramite apposite termocoppie, in modo da seguire lo stesso ciclo termico del resto del recipiente. 4.5 Gradiente di salita Il gradiente di salita viene regolato agendo sulla differenza di temperatura fra l’aria riscaldata ed il pezzo, cioè modificando la quantità di gas bruciato. È evidente che, a parità di altre condizioni, più alta è questa differenza, più grandi possono essere le differenze di temperatura sul pezzo, fra zone di diverso spessore, zone che siano più o meno bene investite dal flusso d’aria o che siano più distanti dall’ingresso dell’aria stessa che, quindi, arriva sempre meno calda. F. Rinaldi e C. Pignatti - Trattamento ad aria calda: modalità ed applicazioni Figura 9 Normalmente le disomogeneità nel pezzo sono più importanti all’inizio del ciclo, perché al di sotto di un certo limite non si può ridurre la quantità di gas combusto, pena lo spegnimento della fiamma, pertanto all’inizio la differenza di temperatura fra aria e pezzo è piuttosto alta; conseguentemente maggiori possono essere le differenze di temperature fra parti del pezzo più o meno bene investite dai gas caldi o con spessori differenti. Inoltre il coibente può essere non ben asciutto, causando così un più rapido raffreddamento e, conseguentemente, maggiori differenze di temperatura lungo la colonna d’aria. Se durante la salita le differenze non rientrano all’interno dei limiti accettabili, la velocità di salita viene ridotta od anche annullata; in effetti, se si riuscisse teoricamente ad immettere aria ad una temperatura intermedia fra quella minima e massima nel pezzo, si avrebbe l’arresto della salita media, con i punti più caldi che si raffreddano riscaldando l’aria e quelli più freddi che si riscaldano contro l’aria più calda. A questo effetto si aggiunge il fatto che, rallentando o fermando la salita, si dà al pezzo un tempo maggiore per uniformare le temperature per conduzione interna. In effetti, quando si raggiunge la stasi si ha una situazione analoga a quella descritta e le differenze di temperatura nel pezzo tendono a ridursi. Negli spezzoni di diagramma riportati nella Figura 10 viene illustrato quanto detto. Il trattamento in oggetto, effettuato in un forno temporaneo, aveva lo scopo di ridurre l’ovalizzazione di una cassa turbina esercita per circa 30 anni. Data la grande differenza di spessori (da 200 a 500 mm), per mantenere omogenee le temperature e non causare sollecitazioni localizzate, il gradiente di trattamento previsto era inferiore a 20 °C /h. Anche con un gradiente così basso le differenze tendevano a divenire eccessive per cui, raggiunti circa i 500 gradi, la salita è stata arrestata; si vede chiaramente che in tal modo le differenze calano a circa 30 °C, per poi aumentare un po’ quando la salita riprende. Nel tratto di stasi intermedia si vede anche l’effetto di uno spostamento del distributore dell’aria, effettuato allo scopo di cambiare il modo in cui le varie superfici venivano investite dal flusso caldo. Successivamente si vede che, dall’ingresso nella fase di stasi alla fine della stasi stessa, grazie al lungo tempo di permanenza, le differenze di temperatura si riducono fino a circa 15 - 20 °C. 4.6 Condizioni ambientali Una buona coibentazione riduce al minimo la caduta di temperatura lungo la colonna d’aria, rendendo più efficace il riscaldamento delle parti più lontane dal bruciatore. In effetti, anche le condizioni atmosferiche possono ridurre l’efficacia della coibentazione. Ad esempio la presenza di un vento sostenuto raffredda il pezzo attraverso il coibente, causando un rapido raffreddamento dell’aria. Peggio ancora quando il coibente è bagnato; in tal caso è estremamente difficile mantenere un’accettabile differenza di temperatura, a causa della riduzione del potere isolante e dell’asportazione di calore per l’evaporazione dell’acqua. Da quanto detto è evidente che non è consigliabile fare il trattamento all’aperto con condizioni atmosferiche avverse. Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2010 315 F. Rinaldi e C. Pignatti - Trattamento ad aria calda: modalità ed applicazioni Figura 11 Figura 10 Figura 12 5. Utilizzi particolari Fino a qui abbiamo visto l’uso più caratteristico del sistema di trattamento ad aria riscaldata ma, in effetti, questo sistema può essere usato in vari modi differenti, sfruttandone la mobilità e la versatilità; nel seguito vediamo alcuni esempi. 316 Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2010 Figura 13 5.1 Forni mobili Nei casi in cui il cliente debba effettuare dei trattamenti su pezzi multipli in officina od in cantiere ma lontano da un forno fisso, si possono utilizzare in loco dei forni mobili, a moduli prefabbricati, che vengono riscaldati tramite uno o due bruciatori, a seconda delle dimensioni, attraverso un foro nelle pareti. Lo scarico dei gas avviene da fori laterali. Il ciclo viene controllato tramite una serie di termocoppie montate in vari punti sui pezzi da trattare. Nella Figura 11 è mostrata una di queste applicazioni presso un’officina (vista esterna ed interna). 5.2 Pezzi di forma complessa Per pezzi di grosse dimensioni che non possono essere trasportati ad un forno fisso e di forma tale che non è possibile fare un efficace isolamento od in cui il F. Rinaldi e C. Pignatti - Trattamento ad aria calda: modalità ed applicazioni Figura 14 riscaldamento dall’interno non garantisce condizioni di sicurezza, può essere necessario costruire una specie di forno temporaneo attorno al pezzo; il riscaldamento, come per i forni mobili, viene effettuato con uno o più bruciatori su fori ricavati nelle pareti. Nella Figura 12 si vede uno di detti casi; il pezzo da trattare è una caldaia per impianto metallurgico, caratterizzata dalla sommità aperta, dal piccolo spessore e da una grossa serie di irrigidimenti. Attorno al pezzo è stato costruito il forno (largo 6 m, alto 8 m e lungo 10 m) con pareti realizzate con ponteggi che portavano, sull’interno, i materassini di coibente; il coperchio era costituito da profilati metallici, a cui erano collegati pannelli di isolante. Sotto il pezzo era stato realizzato un pavimento isolante temporaneo. L’aria calda era fornita da due bruciatori su angoli opposti e l’uscita dei gas avveniva da aperture regolabili ricavate sul tetto. 5.3 Pezzi di grosse dimensioni Per pezzi di dimensione tale che non è conveniente il trasporto a forni fissi ma per cui il riscaldamento ad aria calda non è praticabile, possono essere progettati dei forni ad hoc; normalmente detti forni sono del tipo a campana e vengono calati sul pezzo finito per il trattamento termico; più raramente il forno è del tipo scorrevole. Il riscaldamento e l’evacuazione dei gas avvengono come per i casi precedenti. Nella Figura 13 è mostrato il disegno di assieme di un forno a campana di dimensioni 9 x 9 x 3 m. Il caso più “estremo” di dette applicazioni si ha quando si devono trattare serbatoi con grosse dimensioni e, quindi, non trasportabili via terra e con spessore tale che il riscaldamento solo dall’interno sia insufficiente per garantire un’adeguata uniformità di temperatura ed anche per fornire una potenza termica sufficiente a scaldare il serbatoio fino ad alta temperatura. Nella Figura 14 è mostrato un forno lungo 56 m e con sezione 8 x 8 m, per trattare serbatoi con lunghezza fuori tutto di circa 50 m, diametro 5.5-6 m e con 300 mm di spessore. Il forno era potenziato con 13 bruciatori da 1-2 MW termici ciascuno, di cui uno erogava l’aria calda direttamente all’interno del serbatoio in trattamento. Il forno era costituito in 8 sezioni che potevano essere spostate e ri-assemblate direttamente sui vari serbatoi da trattare in successione. Francesco RINALDI, ha lavorato fino al 1998 come tecnico di trattamento termico della ditta FRESCHI TRATTAMENTI di cui ora è padrone ed Amministratore Delegato. Nel 1991 ha fondato anche la ditta ERRETIESSE Power, per i trattamenti termici specialmente nel sud Italia. Carlo PIGNATTI, laureato in Ingegneria Meccanica, ha lavorato per 11 anni alla DALMINE S.p.A., Applicazioni Speciali, prima come addetto all’Ufficio Tecnico e, quindi, come responsabile del controllo qualità; per 2 anni alla MEGA S.p.A. come responsabile del servizio tecnico e qualità; per 16 anni alla MANNESMANN ITALIANA S.p.A., prima come tecnico e poi come dirigente del Servizio Manutenzione Centrali. Ora lavora come consulente per la FRESCHI TRATTAMENTI e per la CHERO PIPING S.p.A. Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2010 317 Mostra convegno internazionale di materiali innovativi, tecnologie, prodotti e servizi per il motorismo da competizione ModenaFiere 13 - 14 Ottobre 2010 solo professionalità alta specializzazione niente spettacolo ingresso riservato agli operatori tracce.com Organizzato da: viale Virgilio, 58/B - 41123 Modena tel. 059 848380 - fax 059 848790 [email protected] www.motorsportexpotech.it Ottimizzazione dei controlli ultrasonori per rilevare piccole discontinuità trasversali tipo re-heat cracks sui reattori hydroprocessing G. Zappavigna * C. Pedrinzani * Sommario / Summary Tra la fine del 2007 e l’inizio del 2008 i costruttori mondiali di recipienti in pressione in 2¼Cr-1Mo-¼V hanno dovuto fronteggiare un complesso problema metallurgico denominato re-heat crack. Il fenomeno si manifesta con la comparsa di cricche e microcricche trasversali a seguito di trattamenti termici sui giunti saldati con precedimento ad arco sommerso (SAW) ed è causato da alcuni componenti presenti nel flusso di saldatura [7]. Il problema è stato affrontato su due piani distinti. In primo luogo è stata verificata la capacità di rilevare la difettologia con i mezzi disponibili (operatori, attrezzature e procedure applicative). La verifica ha dato esito positivo, anche se le procedure sono state implementate per migliorare la sensibilità. Questa fase ha richiesto una approfondita conoscenza del tipo di discontinuità da rilevare e la preparazione di alcuni talloni contenenti difetti artificiali che potessero simulare al meglio quelli reali. In secondo luogo è stata individuata una metodologia di prova per prevenire il problema attraverso un sistema brevettato di screening dei materiali di saldatura (Bolt Test [6]) in grado di riprodurre in laboratorio il fenomeno delle re-heat cracks. Questo articolo tratterà la parte relativa alla rilevabilità con i controlli ultrasonori, descrivendo fase per fase tutte le attività svolte per ottimizzare le procedure di controllo. Between the end of 2007 and the beginning of 2008, manufacturers of heavy-wall pressure vessels made of 2¼Cr-1Mo-¼V across the world had to face a complex metallurgical problem known as “re-heat crack”. The phenome* non shows itself with the appearance of transverse cracks and micro-cracks following heat treatment on joints welded using the submerged arc welding (SAW) process and is caused by some components present in the welding flux [7]. A two-part approach has been taken to this problem. First we have confirmed our ability to detect these defects using the instruments available (operators, equipment and procedures). The result has been satisfactory, although procedures have been implemented to make the tests more sensitive. This step required a thorough knowledge of the type of discontinuity to be detected and the preparation of a demonstration block containing artificial flaws very similar to the actual ones. Secondly, we have identified a testing methodology to prevent the problem using a patented screening system for welding consumables (Bolt Test [6]) which allows us to reproduce the re-heat cracks phenomenon in the laboratory. This paper deals with the part relating to detectability using ultrasonic tests, describing step-by-step all the activities required to optimise the test procedures. Keywords: ASME; chemical engineering; codes of practice; creep resisting materials; elevated temperature strength; high temperature; hot cracking; intercrystalline cracks; low alloy Cr Mo steels; microcracks; nondestructive testing; optimisation; phased array; post weld heat treatment; pressure vessels; reheat cracking; submerged arc welding; TOFD; transverse cracks; ultrasonic testing. GE Oil & Gas - Massa. Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2010 319 G. Zappavigna e C. Pedrinzani - Ottimizzazione dei controlli ultrasonori per rilevare piccole discontinuità trasversali, ecc. sono controllate sempre con gli UT manuali in aggiunta al controllo Phased Array, sempre in accordo al Code Case 2235. 1. Descrizione Le re-heat cracks sono cricche intergranulari che si manifestano all’interno di un giunto saldato con procedimento SAW nella porzione a grano ingrossato a seguito del primo trattamento termico a temperature superiori a 620 °C. La distribuzione e l’estensione del danno dipendono soprattutto dalle caratteristiche dei consumabili di saldatura ed in particolare dalla qualità del flusso. L e r e - h e a t c r a c k s s ono t ra sve rsa l i all’asse del giunto e parallele alla sezione resistente, anche se talvolta hanno evidenziato leggere inclinazioni rispetto al piano teorico. Si presentano sempre a gruppi (cluster) e la lunghezza di una singola cricca varia da pochi mm a 12-15 mm massimo; l’altezza invece non supera i 3-4 mm e dipende dalle dimensioni della singola passata. Dal punto di vista della rilevabilità con controlli non distruttivi, le re-heat cracks non sono identificabili con il controllo radiografico per la loro dimensione, inoltre, non essendo affioranti, anche i controlli PT e MT risultano inefficaci. Pertanto il controllo ultrasonoro, manuale o automatico, è l’unico strumento disponibile per una diagnosi corretta della saldatura. 2. La normativa prima delle re-heat cracks La normativa di riferimento per la progettazione, e quindi anche per i controlli non distruttivi, dei reattori di elevato spessore è il codice ASME Sezione VIII [2]. Sulle saldature circolari dove è garantita l’accessibilità da entrambi i lati del giunto è ormai prassi consolidata eseguire il controllo TOFD secondo il Code Case 2235 [1] abbinato ad un controllo UT manuale secondo ASME V e VIII [2]. Le connessioni, invece, avendo una giunzione accessibile da un solo lato, 320 Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2010 2.1 Il controllo UT manuale Le prescrizioni sul controllo ultrasonoro manuale sono riportate nel codice ASME Sezione V. In particolare la calibrazione è eseguita su fori laterali di diametro crescente al crescere dello spessore controllato. Nella Tabella I si riportano i diametri dei fori di riferimento richiesti per gli spessori tipici. Come richiede la sezione V del codice ASME, il controllo ultrasonoro manuale deve essere eseguito sia longitudinalmente al giunto, sia trasversalmente (sul cordone rasato a liscio o lateralmente) in modo tale da rilevare discontinuità trasversali. Come criterio di accettabilità si utilizza quello indicato nel codice ASME Sezione VIII div. 2: Tutte le indicazioni che producono un’ampiezza maggiore del 20% del livello di riferimento devono essere investigate per determinarne la forma, la natura e la posizione e valutarle secondo i criteri (a) e (b) riportati di seguito: (a) le imperfezioni interpretate come cricche, mancata fusione o incompleta penetrazione sono inaccettabili indipendentemente dalla lunghezza; (b) tutti gli altri tipi di imperfezioni lineari sono inaccettabili se l’ampiezza eccede il livello di riferimento e la lunghezza dell’imperfezione eccede i limiti seguenti: - 6 mm (¼”) se t è minore di 19 mm (¾”) - t/3 se lo spessore è maggiore o uguale a 19 mm (¾”) e minore o uguale a 57 mm (2 ¼”) - 19 mm (¾”) se lo spessore è maggiore di 57 mm (2 ¼”) dove t è lo spessore della saldatura, escluso ogni rinforzo ammissibile. Il limite di rilevabilità delle indicazioni è quindi il cosiddetto livello di investigazione, cioè il 20% del livello di riferimento: tutto ciò che è al di sotto di questa soglia è considerato trascurabile o, per usare un termine proprio dei liquidi penetranti o del controllo magnetoscopico, non rilevante. Indicazioni inferiori a questo limite non devono neanche essere caratterizzate e quindi a ff e r m a r e c h e u n a c r i c c a h a u n a ampiezza inferiore al 20% del riferimento è improprio rispetto alle prescrizioni del codice. Considerando le dimensioni delle singole cricche, la loro posizione e l’orientamento, con la taratura richiesta dal codice ASME per gli spessori tipici dei reattori hydroprocessing, i segnali riflessi da tali discontinuità risultano nella quasi totalità dei casi inferiori al 20% del livello di riferimento e quindi trascurabili. Pertanto si può ritenere che il controllo manuale eseguito seguendo strettamente le prescrizioni del codice non sia idoneo a rilevare discontinuità di questo tipo. 2.2 Il TOFD secondo il Code Case 2235 Il controllo ultrasonoro manuale è abbinato sulle saldature circolari al controllo TOFD. Questa tecnica incrementa notevolmente la sensibilità del controllo manuale e la probabilità di rilevare discontinuità (POD). Il criterio di accettabilità, al tempo riportato sul Code Case 2235 ed oggi parte integrante della nuova ASME VIII div. 2, non si basa sulla caratterizzazione delle indicazioni, ma solo sulle dimensioni della sezione (lunghezza x altezza) dell’indicazione in un piano longitudinale o trasversale al giunto. Per quanto riguarda la rilevabilità delle re-heat cracks, il Code Case 2235 non richiede un controllo trasversale del giunto ed infatti quando definisce il “qualification block” indica chiaramente che questo deve contenere difetti orien- TABELLA I Spessore controllato - Thickness Diametro fori laterali – Side Drilled Holes 100 mm ÷150 mm (4”÷6”) 6.5 mm (¼”) 150 mm ÷200 mm (6”÷8”) 8.0 mm (5/16”) 200 mm ÷250 mm (8”÷10”) 9.5 mm (3/8”) 250 mm ÷300 mm (10”÷12”) 11.0 mm (7/16”) G. Zappavigna e C. Pedrinzani - Ottimizzazione dei controlli ultrasonori per rilevare piccole discontinuità trasversali, ecc. A A S A A L WELD RIA MATE VIEW A-A WELD Figura 1 - Schema di un cluster di indicazioni planari e trasversali: 2a x l è la sezione dell’indicazione complessiva. tati parallelamente all’asse del giunto (flaws oriented to simulate flaws parallel to the production weld’s fusion line). Inoltre, analogamente a quanto prescritto per gli UT manuali, anche il Code Case stabilisce un livello di investigazione: per i giunti di spessore maggiore di 4” (100 mm) devono essere investigate solo le indicazioni che presentano una lunghezza superiore al minore tra 0.05 t (t è lo spessore nominale) e 19 mm. Ipotizzando uno spessore del mantello di un reattore standard e quindi compreso tra 240 e 300 mm, questo significa che le indicazioni di lunghezza inferiore a 12-15 mm sono ritenute non rilevanti, in altre parole trascurabili. Come abbiamo potuto verificare più volte nel corso di questi due ultimi anni, la maggior parte delle cricche da re-heat p r e s e n ta u n a lunghezza inferiore ai limiti suddetti, pertanto i segnali derivanti anche da un cluster di re-heat cracks sono da ritenersi trascurabili. Proviamo adesso a fare un altro esercizio. Supponiamo di aver eseguito un controllo trasversale al giunto (anche se non richiesto) e di aver dimensionato perfettamente ogni singola cricca di un cluster di re-heat cracks (anche se con il controllo trasversale il dimensionamento di un singolo difetto è quasi proibitivo). RIAL MATE VIEW A-A Figura 2 - Schema di due cluster ravvicinati di indicazioni planari e trasversali: 2a x l è la sezione dell’indicazione complessiva. In questo caso il Code Case 2235 ci dice come “sommare” le indicazioni se queste si trovano su piani la cui distanza è inferiore a 13 mm (Fig. 1). L’indicazione complessiva, cioè la somma dei diversi contributi, è data dalla proiezione di tutte le indicazioni su un singolo piano trasversale al giunto. Supponiamo ora che i cluster siano più di uno e che la distanza tra uno ed il successivo sia piccola (S ≤ 2a’ o 2a”). In questo caso la somma di tutti i contributi è quella mostrata nella Figura 2. Se adesso verifichiamo qual’è il difetto singolo massimo ammissibile nei due esempi della Figura 3, si può dedurre che per il Code Case 2235 sugli spessori tipici di un reattore hydroprocessing sono accettabili diverse linee di cricche anche ravvicinate tra loro. In conclusione si può affermare che il Code Case 2235 non è una norma idonea per l’individuazione e lo scarto di difetti trasversali allineati tipo i cluster di reheat cracks, sebbene il TOFD sia una tecnica che garantisce una elevata sensibilità di controllo. 2.3 Il Phased Array secondo il Code Case 2235 Sulle saldature delle connessioni, pur essendo dei “butt joints”, il TOFD non è applicabile in modo soddisfacente in quanto manca, sulla superficie esterna, la completa accessibilità da entrambi i lati della saldatura, mentre, all’interno, l’accoppiamento risulta problematico per la presenza di “weld overlay” (normalmente uno strato di alcuni millimetri in acciaio inossidabile). Figura 3 - Applicazione del criterio di accettabilità per difetti trasversali singoli. Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2010 321 G. Zappavigna e C. Pedrinzani - Ottimizzazione dei controlli ultrasonori per rilevare piccole discontinuità trasversali, ecc. Difference between Code/Customer requirement and 3 mm SDH calibration Decibel (dB) Il Phased Array si è dimostrata la tecnica più efficace considerando la complessità della geometria unita alla necessità di registrare il controllo ultrasonoro in accordo al Code Case 2235. In questi casi il controllo viene eseguito con scansioni lungo circonferenze concentriche alla saldatura ed è finalizzato alla ricerca di difetti longitudinali [5]. L’impiego del Phased Array per la ricerca di difetti trasversali sulle connessioni risulta praticamente impossibile. L’intersezione tra il cianfrino cilindrico della connesione ed il mantello di un reattore determina una sezione di saldatura continuamente variabile lungo lo sviluppo del giunto stesso: questo significa che per indirizzare il fascio ultrasonoro in modo trasversale al giunto, è n e ce s s a r io e s e g u ire l e sc a nsi oni seguendo linee ellittiche e ruotando continuamente la sonda lungo la linea di scansione secondo complesse formule matematiche. Un controllo di questo genere non può essere eseguito in modo semiautomatico, cioè manovrando manualmente la sonda, ma richiede la progettazione di un complesso scanner completamente automatico. In mancanza di un controllo trasversale (per altro non richiesto dal Code Case 2235) la rilevabilità di cricche da re-heat risulta inevitabilmente compromessa. Probe Note: Krautkramer transducers 2 MHz, 20x22 mm type WB 45°, WB 60° and WB 70° Figura 4 - Confronto tra le calibrazioni con diversi riferimenti. 3. Le nostre “best practices” prima del RHC 1. quando si eseguono due tecniche abbinate, è necessario che queste abbiano un livello di sensibilità confrontabile: la taratura ASME per gli UT manuali è troppo grossolana se confrontata con la sensibilità del TOFD; 2. nel caso di saldature con accessibilità limitata (le connessioni sono ispezionate da un solo lato) è necessario eseguire un controllo UT manuale nelle condizioni più severe per evitare il rischio di accettare difetti ingiuriosi orientati in modo non favorevole; 3. quando oltre al codice ASME è applicabile anche la normativa europea (la norma EN 1712 per esempio richiede la taratura su fori laterali da 3 mm 3.1 La taratura reale per il controllo manuale Abbiamo dimostrato nei paragrafi precedenti come le richieste del codice ASME, che spesso coincidono con quelle contrattuali, si siano dimostrate non adeguate a rilevare cricche trasversali tipo re-heat sui reattori ad elevato spessore. Come spesso succede, ogni costruttore segue procedure interne più restrittive di quelle contrattuali o normative. Nel nostro caso, per esempio, i controlli manuali sono stati sempre eseguiti utilizzando come riferimento fori laterali da 3 mm di diametro, indipendentemente dallo spessore ispezionato e mantenendo inalterato il livello di investigazione (20% D.A.C.) (Fig. 4). Ci sono alcune valide ragioni per questa scelta: Figura 5 - Parallelismo e orientamento delle re-heat cracks. 322 Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2010 indipendentemente dallo spessore con un livello di investigazione del 33% D.A.C.) per evitare un doppio controllo è preferibile eseguire la taratura con il sistema più restrittivo (3 mm S.D.H.) e riferirsi al livello di investigazione più cautelativo (20% D.A.C.). Con la taratura su fori da 3 mm siamo riusciti a vedere per la prima volta le cricche da re-heat con segnali che oscillavano tra il 20% ed il 40% della curva D.A.C.. Le particolarità del segnale che lo rendono riconoscibile sono: 1. la direzione trasversale (longitudinalmente non si apprezzano segnali superiori al rumore di fondo); G. Zappavigna e C. Pedrinzani - Ottimizzazione dei controlli ultrasonori per rilevare piccole discontinuità trasversali, ecc. Figura 6 - Tipologie di scansioni TOFD utilizzate nel controllo delle saldature circolari. 2. la sequenza: le re-heat cracks appaiono come una serie ben allineata di segnali quasi equidistanti; 3. il parallelismo: talvolta i segnali appaiono non perfettamente trasversali all’asse del giunto; in questo caso tutti i segnali della sequenza mostrano la stessa angolazione e la rilevabilità risulta incrementata ruotando la sonda in posizione A (Fig. 5); inoltre si è registrata nella quasi totalità dei casi una leggera inclinazione rispetto alla sezione resistente: eseguendo quindi 2 scansioni trasversali, una oraria e l’altra antioraria lungo l’asse della saldatura, la scansione con la sonda in posizione C risulta più sensibile rispetto a quella in posizione D (Fig. 5) grazie all’orientamento favorevole dei riflettori. 3.2 Il TOFD trasversale (o B-scan) In GE Oil & Gas tutte le saldature in pressione di un reattore hydroprocessing sono molate a liscio. Questa preparazione superficiale è richiesta innanzitutto per garantire un controllo efficace per la ricerca di difetti trasversali in generale, in secondo luogo consente una copertura completa per la verifica dell’aderenza del “weld overlay” nella zona dei ripristini di saldatura. Nelle nostre procedure interne [4] è previsto il controllo per i difetti trasversali sia con gli UT manuali, sia con il TOFD, sebbene tale scansione non sia richiesta dal Code Case 2235. La scansione B-scan (Fig. 6) non solo è in grado di evidenziare i difetti trasversali che la scansione in direzione opposta (D-scan) non riesce a rilevare, ma in alcuni casi è di grande aiuto nello stabilire la natura delle indicazioni (planari o volumetriche). Il nostro standard prevede al minimo il controllo trasversale con il TOFD con una singola scans ione, cioè con una sola coppia di s onde: ques ta configurazione non è sufficiente per coprire l’intero spessore con la sensibilità richiesta per le reheat cracks, ma ci ha comunque consentito di disporre di un archivio importante. Partendo dall’analisi di tutte le immagini B-scan acquisite, abbiamo focalizzato la nostra attenzione sui segnali sospetti che abbiamo investigato con il controllo manuale. 4. Sviluppo del TOFD trasversale (B-scan) per la ricerca di re-heat cracks Dopo aver rilevato le cricche da re-heat con il controllo manuale, abbiamo verificato le immagini di TOFD B-scan ottenute sulle medesime zone. L’interpretazione dei segnali non è stata semplice ed immediata, ma dopo alcune prove aggiuntive abbiamo imparato a riconoscere sul B-scan la sequenza di segnali trasversali provenienti dalle re-heat cracks. Nonostante le difficoltà oggettive nel rilevare indicazioni così piccole confront a te con gli s pes s ori in gioco, abbiamo cercato di sfruttare tutte le par- ticolarità di queste cricche per affinare il nostro metodo di indagine: • appaiono sempre in gruppi (pertanto non è necessario analizzare segnali singoli, ma solo sequenze allineate); • appaiono solo dopo un trattamento termico intermedio o finale (confrontando le immagini TOFD ottenute con lo stesso set up prima e dopo trattamento termico, si possono ottenere ottimi risultati); • sono solo trasversali (confrontando le scansioni B-scan e D-scan nella stessa zona si può capire se le indicazioni sono planari e trasversali); • sono maggiormente presenti nelle ultime passate delle saldature circolari; • sono equamente distribuite nello spessore di una saldatura di connessione. Un problema che abbiamo incontrato da subito è stata la sensibilità del controllo: la nostra procedura standard prevedeva una sola scansione trasversale (B-scan) per tutto lo spessore e questa si è rivelata insufficiente per la ricerca di piccole indicazioni su tutto lo spessore. Con l’aiuto della FLUOR abbiamo definito un blocco campione contenente al suo interno piccoli intagli EDM di dimens ione 4 x 4 mm e, di cons e g u e n z a , abbiamo stabilito il numero minimo di B-scan per garantire un controllo efficace a tutte le profondità (Fig. 7). Per riuscire a distinguere chiaramente tutti gli intagli, abbiamo utilizzato per il B-scan lo stesso numero di scansioni e gli stessi set up impiegati per il D-scan. Figura 7 - Uno dei B-scan sul tallone di dimostrazione di intagli 4 x 4 mm. Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2010 323 G. Zappavigna e C. Pedrinzani - Ottimizzazione dei controlli ultrasonori per rilevare piccole discontinuità trasversali, ecc. Un altro dei problemi riscontrati è stato quello della preparazione superficiale: eseguendo scansioni Bscan con entrambe le sonde posizionate sul giunto saldato, per evitare la presenza di segnali spuri nelle vicinanze della superficie, abbiamo molato il cordone cercando di ottenere una rugosità inferiore a 5 Ra (Fig. 8). I r i su lta ti o tte n u ti con i l c ont rol l o manuale e con B-scan del TOFD risultano coerenti nella quasi totalità dei casi. Questo è confortante soprattutto se si pensa alle saldature delle connessioni, che sono controllate da un solo lato. A questo proposito stiamo eseguendo delle prove interne per cercare di ottimizzare un sistema automatico per la registrazione di indicazioni trasversali. 5. La normativa dopo le re-heat cracks Quando il problema delle re-heat cracks si è manifestato in modo evidente, a tutti gli addetti ai lavori (costruttori, enti ispettivi, clienti finali, società di ingegneria) è apparso evidente che la normativa vigente fosse assolutamente inadeguata al problema. L’appendice A del draft della nuova API 934 [3] ha cercato di raccogliere le esperienze dei diversi costruttori e di definire criteri di ispezione dei giunti al fine di individuare e quindi scartare ogni saldatura potenzialmente affetta da reheat cracks. L’impresa non è semplice: le dimensioni delle discontinuità sono così piccole che il rischio di confondere piccole inclusioni volumetriche puntiformi con le cricche da re-heat è costantemente presente. Per i casi dubbi, la norma adotta una linea severa che non ci sentiamo di condividere: Since in some welds, it may be difficult to detect all the cracks, prudent weld removal and repair decisions need to be made. Per il resto, senza entrare nei dettagli tecnici già analizzati nel paragrafo precedente, ci sono da fare alcune considerazioni generali. In primo luogo è condivisibile che le norme abbiano un iter burocratico da 324 Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2010 Figura 8 - Alcune re-heat cracks vicine alla superficie esterna. seguire prima di una emissione definitiva, ma in questo caso abbiamo disponibile solo una bozza del documento finale, quando il problema sembra già risolto alla radice, nel senso che i produttori di consumabili hanno trovato il modo di fornire prodotti che non creano più questa difettosità. Un altro aspetto cruciale è la distinzione tra “high risk” e “low risk”. La norma sancisce che quando si utilizzano flussi/fili che non hanno causato in precedenza problemi di re-heat e che, se sottoposti a test specifici, presentano un basso livello di suscettibilità al problema re-heat, i controlli richiesti sulle salda- ture possono essere limitati. Anche in questo caso il principio è condivisibile, ma l’applicabilità presenta qualche problema. Innanzitutto la prova non è univoca (il Gleeble test è citato come esempio, ma sono accettabili anche altri test come il nostro Bolt Test), poi non è univoco il criterio di accettabilità del test, infine non è ben specificato il modo con cui eseguire i controlli a spot (per esempio ci sembrerebbe più ragionevole indicare che se le re-heat cracks appaiono più frequenti in una certa zona per ragioni tensionali, sarà questa che dovrà essere controllata e non un’altra dove il rischio risulta minore). Bibliografia [1] Cases of ASME Boiler and Pressure Vessel Code - Code Case 2235-9. [2] ASME Boiler & Pressure Vessel Code Section V and Section VIII. [3] API RP 934 - Materials and Fabrication Requirements for 2¼Cr-1Mo and 3Cr-1Mo Steel Heavy Wall Pressure Vessels for High Temperature, High Pressure Hyrdogen Service. [4] Evaluation of indication detected in high-thickness welds: comparison between traditional methods and new technologies - Zappavigna G. and Pedrinzani C. - Insight, Vol 48, No 1, January 2006. [5] Application of phased array in inspection of nozzles welds of high thickness reactors manufactured by GE Oil & Gas Massa plant - Zappavigna G. Insight, Vol 49, No 9, September 2007. [6] Test method to prevent reheat cracking on welded reactors - Romanelli M., Tognarelli L., Giorni E., Magnasco M. - Proceedings of ICPVT-12, September 20 - 23, 2009 - Jeju Island, Korea. [7] Prevention of weld metal reheat cracking during Cr-Mo-V heavy reactors fabrication - Cédric Chauvy, Sylvain Pillot - Proceedings of PVP 2009 - 2009 ASME Pressure Vessels and Piping Division Conference July 26-30, 2009, Prague, Czech Republic. [8] Vanadium modified 2¼Cr-1Mo steel reactor fabrication and the resolution of recently experienced fabrication problems - Les Antalffy, Cathleen Shargay, Dennis Smythe, Karly Moore - Proceedings of ICPVT-12, September 20 - 23, 2009 - Jeju Island, Korea. G. Zappavigna e C. Pedrinzani - Ottimizzazione dei controlli ultrasonori per rilevare piccole discontinuità trasversali, ecc. Anche il Codice ASME Sezione VIII div. 2 nell’edizione del 2009 ha preso in considerazione il problema re-heat. In una nota al paragrafo 7.5.5 dal titolo “Ultrasonic Examination in Lieu of Radiographic Examination”, è riportata la seguente frase: For SAW welds in 2¼Cr-1Mo-V vessels, the potential exists for fabrication related cracking. Careful selection of examination techniques, scans, calibration, and acceptance criteria are necessary to provide the sensitivity required to detect this cracking. Questo è tutto. Purtroppo questa frase non fornisce alcun contributo tecnico e rischia di creare molti interrogativi. Ci auguriamo che le prossime edizioni diano dei maggiori dettagli soprattutto sui criteri di accettabilità. 6. Conclusioni L’esperienza che abbiamo maturato in questi due anni ha arricchito il nostro bagaglio tecnico ed oggi disponiamo di tutti gli strumenti - operatori, procedure, apparecchiature - per rilevare e riconoscere le re-heat cracks. Oltre a questo, faremo tesoro di alcuni insegnamenti importanti. In primo luogo si è rimarcata una volta ancora la necessità delle “best practices” che, oltre al rispetto dei codici, tengano conto di tutta quella quantità di informazioni peculiari di un’azienda che vanno sotto il nome di “know how”. I codici e le norme infatti recepiscono le conoscenze dei costruttori con troppo ritardo rispetto a quello che i ritmi costruttivi richiederebbero. Inoltre il problema delle re-heat cracks ha visto costruttori, enti ispettivi, clienti e società di ingegneria far fronte comune nello sforzo di comprendere e risolvere la problematica. Questo dimostra una volta ancora che la condivisione delle esperienze è fondamentale per trovare soluzioni rapide e tecnicamente valide. This paper first appeared in Insight, Non-Destructive Testing and Condition Monitoring (The British Journal of Non-Destructive Testing), Vol. 52, No. 1, January 2010, and is published here with the kind permission of The British Institute of Non-Destructive Testing and the authors. Giovanni ZAPPAVIGNA, laureato in Fisica presso l’Università di Genova nel 1991, ha lavorato dal 1993 al 1998 per la CMC di Genova come Esperto Qualificato e Responsabile Garanzia di Qualità nei più importanti cantieri, sia in Italia che all’estero. Dal 1998 è dipendente della GE Oil & Gas Nuovo Pignone - Massa dove è stato responsabile del Controllo Qualità per le attività di Caldareria, all’interno dello stabilimento e presso i principali fornitori. Al momento ricopre il ruolo di III livello nei metodi UT, RT, MT, PT e VT e responsabile NDE per tutto il gruppo GE Oil & Gas. Carlo PEDRINZANI, è dipendente della GE Oil & Gas Nuovo Pignone dal 1997 e ricopre il ruolo di coordinatore per le attività di NDE sui reattori di alto spessore costruiti nello stabilimento di Massa. In questi anni ha maturato una esperienza importante nell’applicazione di tecniche ad ultrasuoni avanzate, come il TOFD e il Phased Array, e nella interpretazione e valutazione dei risultati acquisiti. Su questo argomento ha contribuito alla stesura di diversi articoli. Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno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rogettazione di intervalli di ispezione CND per assili ferroviari S. Cantini * S. Beretta ** M. Carboni ** Sommario / Summary Il tema della sicurezza dell’esercizio ferroviario è più che mai attuale, con particolare attenzione ai componenti safety critical del materiale rotabile quali ruote ed assili. Il presente contributo, partendo da una panoramica sulle normative europee vigenti, vuole proporre alcune linee guida per la corretta progettazione del piano di controllo in esercizio di assili ferroviari, con particolare attenzione all’efficacia del controllo selezionato ed alla affidabilità della sua ripetuta esecuzione. Vengono volutamente tralasciati gli aspetti legati alla corretta formazione degli operatori di controllo non distruttivo dedicati alla manutenzione ferroviaria. Questo aspetto, fondamentale ai fini della valutazione dell’affidabilità del controllo, costituisce un vuoto normativo per il quale sono in fase di discussione linee guida volte a definire in maniera univoca le modalità di formazione degli operatori. Rail service safety related topic is, now more than ever, a living matter with a focus on safety-critical components of * rolling stock such as wheels and axles. This article, starting from an overview of the current European standardization, proposes some guidelines for a proper development of the in-service control plan of railway axles, with particular attention to the effectiveness of the chosen control and the reliability of its repeatability. Proper training aspects of non destructive testing personnel, devoted to the maintenance, are deliberately overlooked. To fill the lack of standardization on this matter, primary for assessing the reliability of the control, guidelines are now being discussed to define an univocal training scheme for the operators. Keywords: Axles; defects; fatigue life; fatigue strength; in service operations; nondestructive testing; railways; site operations; standards; ultrasonic testing. Lucchini RS - Lovere (BG). ** Dipartimento di Meccanica - Politecnico di Milano. Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2010 327 S. Cantini et al. - Progettazione di intervalli di ispezione CND per assili ferroviari 1. Introduzione generale La stima di vita a fatica degli assili ferroviari è di grande importanza per l’industria ferroviaria, in quanto un eventuale cedimento può avere conseguenze catastrofiche. Proprio alcuni cedimenti in esercizio di assili ferroviari dettero origine, nella prima metà del XIX secolo, ai primi studi sui fenomeni di fatica, condotti da Braithwaite e, successivamente, da Whoeler [1]. Nella seconda metà del XX secolo, specifici metodi di progettazione vennero sviluppati al fine di aumentare il livello di affidabilità degli assili; tali metodi, tuttavia, erano basati sui ritorni dall’esercizio e sui primi risultati di prove sperimentali in laboratorio non ancora standardizzate. Agli inizi degli anni ’70 un gruppo di lavoro europeo, coordinato da UIC (Union International des Chemins de fer), iniziò il processo di armonizzazione delle diverse metodologie progettuali sin allora sviluppate, con esiti sensibilmente diversi, da singoli attori (ferrovie nazionali). Il frutto di questa attività fu un documento ORE (Office de Recherches et d’Essais de l’UIC) applicabile alla progettazione di assili portanti, successivamente incorporato in normative nazionali (AFNOR, UNI, DIN) e nella fiche UIC 515. Al termine del secolo scorso una massiccia attività di standardizzazione, promossa dal CEN (Comitato Normatore Europeo) e spinta anche dalla prima Direttiva europea sull’interoperabilità (98/48/EC), fu indirizzata alla stesura di norme EN atte a disciplinare i metodi di progettazione, di qualifica e di produzione della sala montata e dei propri componenti. Nacquero, quindi, le norme di progettazione EN 13103 (assili portanti) e EN 13104 (assili motori) la cui prima emissione risale al 2001. Tali norme descrivono il metodo di calcolo basato su carichi convenzionali e 328 Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2010 su limiti di fatica derivati, per un solo acciaio (EA1N), da prove di laboratorio condotte nei decenni precedenti secondo modalità non standardizzate. I carichi convenzionali sono definiti sulla base dell’esperienza maturata, nella seconda metà del secolo scorso, su alcune reti ferroviarie europee. Successivamente, a partire dal 2003, nacquero le normative europee atte a definire le modalità di fabbricazione, di qualifica e di controlli in produzione di componenti quali assili (EN 13261), ruot e (E N 13262) e s ale montate (EN 13260). In particolare, le procedure di qualifica prevedono la caratterizzazione del processo produttivo mediante, tra l’altro, prove a fatica in scala reale dei componenti, al fine di verificarne la rispondenza ai requisiti base, in termini di limiti di fatica minimi, assunti come dati in ingresso in fase di progettazione. Le norme di fabbricazione e fornitura prodotto definiscono, oltre alle caratteristiche meccaniche da verificare su ogni lotto, l’entità delle difettosità massime ammissibili durante il controllo UT dell’intero volume di ogni pezzo, così come quelle rilevabili durante il controllo MT dell’intera superficie. La correlazione tra massimo difetto ammissibile, in fase di produzione, e limite di fatica del componente, assunto in fase di progettazione, non trova, nella normativa attuale, alcuna applicazione. Durante l’esercizio, inoltre, i componenti della sala montata sono soggetti a fenomeni legati principalmente a: • danneggiamenti superficiali (anche dovuti ad errate operazioni di manutenzione); • c orrosione dovuta a fenomeni ambientali. Ciò può comportare un aumento locale della sollecitazione del componente che può indurre fenomeni di fatica. Per questo motivo un piano di controlli non distruttivi in esercizio, ad intervalli periodici, deve essere definito ed attuato. In generale, si può affermare che un piano di controlli in esercizio atto a garantire l’integrità strutturale dei componenti di sicurezza è strettamente legato a diversi fattori quali [2]: 1) le performance del controllo non distruttivo impiegato ovvero la caratteristica POD (Probability of Detection); 2) il comportamento a frattura del materiale impiegato e la sua modellazione; 3) l’andamento dei carichi nel tempo (sollecitazioni reali in esercizio che possono rivelarsi ben diverse dagli assunti di partenza delle norme di progettazione). Un ulteriore fattore chiave, per la definizione degli intervalli di controllo in esercizio, è costituito dal livello di accettabilità dei controlli, inversamente proporzionale al limite di fatica del componente. Tale livello di accettabilità deve mirare ad una probabilità di s ucces s o dell’intero pia n o d i controllo, durante tutta la vita del componente, prossima al 100% (probabilità di rilevare il difetto non accettabile durante il piano di controllo prima che questo porti alla rottura del componente). Va da sé che l’accettabilità delle difettosità (siano esse di fabbricazione o di esercizio) debba essere correlata alle reali probabilità di rilevazione tipiche di ogni metodologia e tecnica di controllo. L’approccio “Damage Tolerant” alla progettazione richiede, quindi, di ispezionare periodicamente, mediante le tecniche CND più opportune, il componente durante l’esercizio (che, nel caso degli assili ferroviari, può superare i 30 anni) in modo da individuare eventuali difettosità prima che da queste si possano sviluppare fenomeni di fatica critici per l’integrità del componente. 2. Definizione di intervallo di ispezione e probabilità cumulata di rilevamento di un difetto Una definizione semplice (Fig. 1) di intervallo di ispezione consiste nel fissarlo alla metà della vita a propagazione che incorre dal rilevamento alla fase preliminare del cedimento finale. Tuttavia, siccome il rilevamento è caratterizzato da una curva POD (maggiori sono le dimensioni della cricca, più è facile vederla), risulta più opportuno adottare la probabilità cumulata di rilevamento. Dato un intervallo di ispezione “I”, la probabilità di rilevare il difetto, potenzialmente osservabile in un dato numero “i” di ispezioni derivato dalla curva Defect size S. Cantini et al. - Progettazione di intervalli di ispezione CND per assili ferroviari Inspection Interval POD (a2) Failure Signal response, â ½H Critical threshold a max a 50% Detection threshold POD (a1) Decision threshold, âdec km Propagation life a2 a1 H Flaw size, a Figura 1 - Rappresentazione schematica dell’intervallo di ispezione. Figura 2 - Distribuzione normale di risposte UT (energia riflessa) in funzione di un dato riflettore di estensione “a”. (1) dove PC DET è la probabilità cumulata teorica di rilevamento e POND (“Probability of Non Detection”) rappresenta la probabilità di fallire l’ispezione all’intervallo “i” in cui il difetto ha estensione “ai”. Lo svantaggio di questo approccio è che la ripetizione di ispezioni su cricche aventi POD molto bassa (nelle fasi iniziali della vita a propagazione) aumenta il valore di PCDET, ma introduce ulteriori influenze (errori di “sizing”, errori dell’operatore) tipiche di questa fase. Inoltre, nella fase di nucleazione, l’effetto di forma (area riflettente) di una cricca a fatica può introdurre ulteriori errori nella stima della profondità con metodologie UT [5][6]. 3. Determinazione della curva POD Concettualmente la derivazione delle curve POD avviene, su un campione statisticamente rappresentativo di riflettori UT di diverse estensioni, registrando, su una serie di controlli tipo “blind test”, l’entità della risposta ultrasonora (energia riflessa). Ne deriva che, per ogni difettosità di entità “a”, si ottiene una distribuzione normale di rispo1.2 ste ultrasonore (in dB) (Fig. 2). Ad una certa 1.0 soglia di energia ri fl e ss a, corrispondente, ad 0.8 e se m pio, ad un riflettore che può 0.6 essere rilevato con una probabilità del 50%, 0.4 viene attribuito il significato di livello di accetta0.2 zione durante il controllo. 0 All’aumentare dell’estensione del riflettore “a”, a um e nta l’area della distribuzione che eccede la soglia di accettazione. La probabilità cumulata di rilevamento dei difetti si ottiene diagrammando l’estensione delle aree eccedenti la soglia di accettazione (tratteggiate nella Figura 2) rispetto alla dimensione del difetto “a” (Fig. 3) [7]. Probability of detection POD del metodo CND utilizzato, può essere calcolata. La probabilità totale di rilevare un difetto può essere determinata come: 3.1 Caso applicativo: Curve POD per controllo UT di assili ferroviari La determinazione delle curve POD qui descritta è relativa all’applicazione speciale dell’acciaio 30NiCrMoV12 ad alta resistenza (UNI 6787:71) usualmente impiegato da Lucchini RS nella produ- Realistic Idealized aNDE Flaw size, a Figura 3 - Probabilità di rilevamento di un difetto in funzione della sua dimensione (curva POD relativa ad uno specifico metodo e ad una specifica tecnica di controllo). zione di assili cavi montati su treni ad alta velocità. In particolare, la curva POD, derivata dalla borosonda sviluppata dalla società Gilardoni secondo specifiche Lucchini RS [8], è stata ottenuta mediante esperimenti UT dedicati e il software di simulazione CIVA® 8.1. Tale curva è poi stata utilizzata, insieme al comportamento (meccanica della frattura) dell’acciaio 30NiCrMoV12 (ricavato dagli autori in altri contributi [9-11]), nell’ottica di definire gli intervalli di ispezione di assili ferroviari per alta velocità. Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2010 329 PoD S. Cantini et al. - Progettazione di intervalli di ispezione CND per assili ferroviari Reflecting area (mm2) Figura 4 - Curva POD relativa a difetti da fretting fatigue rilevati con sonde a 45° dall’interno dell’assile. Per brevità, si riporta la curva POD (Fig. 4) derivata utilizzando sonde a 45° su assili barenati con cricche da “fretting fatigue” ottenute durante prove in scala reale presso i laboratori di Ricerca e Sperimentazione rotabile, certificati ISO/IEC 17025, di Lucchini RS. La taratura di sensibilità è basata sull’impiego di riflettori concavi lunghi 16 mm e profondi 1 mm atti a simulare la tipica morfologia di una cricca da fretting. La curva POD della Figura 4 è stata elaborata in funzione dell’area riflettente dei difetti anziché in funzione della profondità: ciò al fine di poter agevolmente estrapolare, con particolari fattori correttivi, la curva POD (non disponibile sperimentalmente) relativa a cricche a fatica sul corpo dell’assile. Sino all’avvento delle norme EN di progettazione, infatti, la difettosità più frequentemente rilevata sull’assile era data da “fretting fatigue” nella zona d’accoppiamento ruota/assile (o disco/assile). Ciò a causa di un rapporto tra diametro portata e diametro corpo spesso inferiore a 1.1. A tal fine la taratura di sensibilità per i rilevatori UT di difetti da esercizio, sviluppata nel corso degli anni, prevede l’impiego di riflettori con prevalente sviluppo lineare (es. lunghezza 16 mm, profondità 1 mm). È interessante notare (Fig. 4) che, ad esempio, una cricca da fretting posta a meno di 10 mm dall'estremità della portata, di profondità 1 mm ed area 16 mm2, ha una POD del 50%. Al contrario, negli assili di nuova concezione aventi rapporti D/d maggiori di 1.12, la zona maggiormente sollecitata, 330 Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2010 ed ove eventualmente pos s ono nucleare cricche a fatica, è costituita dai raggi di transizione portate/corpo e dal corpo stesso. P er incis o (F ig. 5), cricche da”fretting fatigue” e cricche da fatica classica hanno morfologie diverse, originano ris pos te U T diverse a parità di profondità ed hanno meccanismi di nucleazione e propagazione sensibilmente diversi, a parità di spettri di sollecitazione. 4. Calcolo di intervallo di ispezione Il calcolo degli intervalli di ispezione si basa sulla simulazione della propagazione di una cricca a fatica che nuclea da un difetto iniziale, di morfologia ed estensione definita tenendo conto: • dell’accettabilità prescritta in fase di controllo in produzione; • della qualità delle pratiche di manutenzione della sala montata, attuate dall’operatore; • della tipologia di difettosità più tipica di un dato profilo di missione. Il calcolo presuppone: • la caratterizzazione non convenzionale del materiale in termini di propa- gazioni a fatica su provette ed in componenti reali; • lo sviluppo di dedicati algoritmi di calcolo; • la misura sperimentale delle storie temporali di carico in esercizio (spettri di carico); • la conoscenza delle curve POD relative al metodo CND impiegato. Successivamente, si determina la PCDET della equazione (1) per un numero discreto di intervalli (es. 50000 km, 100000 km, 200000 km …). Il piano di ispezione più affidabile è dato dall’intervallo di ispezione per cui la PCDET garantisce il valore più prossimo ad 1 (100% di probabilità di rilevare il difetto almeno una volta durante l’arco di vita del componente e prima della rottura). Essendo morfologia ed estensione del difetto superficiale iniziale alla base del calcolo, risulta evidente la necessità di una standardizzazione delle operazioni di manutenzione e controllo. Ad oggi, nonostante esistano norme europee per la progettazione e la realizzazione di assili ferroviari, non esiste alcuna norma europea in merito alle modalità di manutenzione e controllo degli stessi. La discussa proposta di norma prEN 15313, in fase di approvazione, non contiene, infatti, alcuna prescrizione definita. Ciò costituisce una vacanza normativa, aggravata dall’assenza di un minimo criterio comune di manutenzione e di controllo (e relativa accettabilità delle difettosità rilevate). d Concave defect d Convex defect Figura 5 - Morfologia e posizione di cricche da fretting fatigue in zona calettamento ruota (concave) e cricche da fatica classica in zona transizione a T (convex). S. Cantini et al. - Progettazione di intervalli di ispezione CND per assili ferroviari Infatti, anche durante la manutenzione ferroviaria, erronee pratiche di stoccaggio, movimentazione e ripristino dei sottocomponenti della sala montata possono originare ulteriori danneggiamenti quali, ad esempio, indentazioni, rigature, scalfitture, grippature (sulle portate di calettamento) che, se non prontamente rilevate e rimosse, possono comportare gravi conseguenze in esercizio. A questa vacanza normativa ogni esercente sopperisce con proprie specifiche tecniche elaborate sulla base della propria esperienza di esercizio e, talvolta, sulla base delle reali capacità industriali di manutenzione e controllo di cui dispone. Da Settembre 2009 è attiva, a livello europeo, una task force, coordinata dall’ERA (Agenzia Ferroviaria Europea) con l’obiettivo di elaborare una proposta di norma atta a standardizzare metodologie ed intervalli di manutenzione (e controllo) per il materiale rotabile. Bibliografia [1] Timoshenko, S.P. 1983, Dover Publications Inc., New York, USA. [2] Cantini S. et al.: «In: Proc. 14th Int. Wheelset Congress», 2004, Orlando, USA. [3] Beretta S. et al.: «J. Rail and Rapid Transit 218», 2004, 317. [4] Beretta S. et al.: «Eng. Fract Mech 73», 2006, 2627. [5] Cantini S. et al.: «In: Proc. Eurojoin 7, GNS5», 2009, Venezia, Italy. [6] Cantini S. et al.: «In: Proc. 16th Int. Wheelset Congress», 2010, Joannesburg, South Africa. [7] ASM, ASM Handbook - Vol. 17: Non-destructive evaluation and quality control, 1997. [8] Gilardoni C. et al.: «In: Proc. 15th Int. Wheelset Congress», 2007, Prague, Czech Republic. [9] Beretta S. et al.: «In: Fatigue and Fracture Mechanics: 34th Volume», ASTM STP 1461, 2004, S. R. Daniewicz, J. C. Newman and K.-H. Schwalbe, Eds., ASTM International, West Conshohocken, PA. [10] Beretta S. et al.: «J. Rail and Rapid Transit 218», 2004, 317. [11] Cantini S. et al.: «In: Proc. 15th Int. Wheelset Congress», 2007, Prague, Czech Republic. Stefano CANTINI, si laurea nel 1999 in Ingegneria Meccanica presso il Politecnico di Milano con una tesi di Ricerca sul tema del danneggiamento a fatica di componenti safety critical svolta sotto la supervisione del Prof. Beretta. Successivamente si trasferisce in Francia presso il centro ricerche CREAS dove, come Ricercatore junior, si dedica allo studio della fatica da contatto e, più in generale, alla metallurgia degli acciai speciali. Dal 2002 lavora presso Lucchini RS (ex Lucchini Sidermeccanica), con responsabilità crescenti negli ambiti di Qualità e Ricerca fino a ricoprire, dal 2008, il ruolo di Direttore Innovazione e Qualità di Gruppo. Come ricercatore e come liv. III EN 473 in diversi metodi di controllo non distruttivo, ha all’attivo numerose pubblicazioni e partecipazioni in convegni internazionali. Stefano BERETTA, laureato in Ingegneria Meccanica presso il Politecnico di Milano nel 1988, PhD in Mechanical Engineering presso Kyushu University (Fukuoka, Japan) nel 1997, attualmente è Professore Ordinario presso il Dipartimento di Meccanica del Politecnico di Milano. La sua attività di ricerca si è indirizzata su diverse tematiche: analisi dello stato di sforzo in organi di macchine, studio del comportamento meccanico ed a fatica di materiali e componenti, short-cracks e difetti, sviluppo di tecniche per la valutazione dell’affidabilità strutturale sotto l’azione dei carichi di esercizio. È autore di più di 70 memorie pubblicate su riviste e presentate a congressi internazionali. Michele CARBONI, laureato in Ingegneria Meccanica presso il Politecnico di Milano nel 1998, ottiene il Dottorato di Ricerca in Meccanica dei Materiali presso l’Università degli Studi di Pisa nel 2002. Dal 2002 al 2005 è Titolare di Assegno di Ricerca dal titolo “Studio delle problematiche relative alla resistenza dei materiali impiegati nei trasporti ferroviari” presso il Dipartimento di Meccanica del Politecnico di Milano. Dal 2008 è Ricercatore di Ruolo Confermato presso il Dipartimento di Meccanica del Politecnico di Milano. Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2010 331 www.ttexpo.it Segreteria Organizzativa: tel. 0523.602711 CON IL PATROCINIO DI Associazione Italiana Structural integrity of a welded TRIP800 steel using Laser CO2 and GMAW processes G.Y. Pérez-Medina * F.A. Reyes-Valdés * H.F. López * V.H. López-Cortez * J.J. Ruiz-Mondragón * Summary / Sommario In this work the resultant mechanical properties of a strip of AHSS steel of the TRIP type welded using GMAW and Laser CO 2 processes were investigated. It was found that Laser lead to relatively high hardness in the fusion zone, FZ indicating that the resultant microstructure was martensite. In the HAZ, a mixture of phases consisting of bainite and ferrite was present. Similar phase mixtures were found in HAZ and FZ of the GMAW samples. The presence of these mixtures of phases did not result in mechanical degradation when the GMAW samples were tested in tension as all the fractures occurred in the base metal. In contrast, the region adjacent to the HAZ for most samples welded using laser failed by brittle cleavage. In questo articolo sono state studiate le caratteristiche meccaniche di una lamiera di acciaio AHSS del tipo TRIP saldata utilizzando i processi GMAW e laser a CO2. La saldatura laser ha portato ad una durezza relativamente elevata nella zona fusa, il che indica che la microstruttura risultante era di tipo martensitico; nella zona termicamente * alterata è risultata presente una miscela di fasi costituita da bainite e ferrite. Sia nella zona termicamente alterata che nella zona fusa dei saggi saldati GMAW sono state rilevate simili miscele di fase; la presenza di queste miscele non ha influito negativamente sulle caratteristiche meccaniche in quanto tutte le rotture, nei saggi saldati GMAW sottoposti a prove di trazione trasversale al giunto, si sono verificate nel materiale base. Per contro, invece, la maggior parte dei saggi saldati con il laser hanno evidenziato rotture di tipo fragile in prossimità della zona termicamente alterata. Keywords: CO 2 lasers; fusion zone; GMA welding; hardness; heat affected zone; high strength steels; laser welding; mechanical properties; microstructure; safety factors; structural analysis. Corporación Mexicana de Investigación en Materiales - Saltillo (Messico). Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2010 333 G.Y. Pérez-Medina et al. - Structural integrity of a welded TRIP800 steel using Laser CO2 and GMAW processes RCC1, 17900582. In laser welding the equipment used was a CO 2-LBW-unit, EL.EN-RTM of 6 kW with 6 degrees of freedom. Optical and scanning electron microscopy (SEM) including EDX were employed in characterizing the exhibited microstructures and fracture modes of the welded TRIP steels. The exhibited hardness of the various welding regions was determined by Vickers microhardness profile determinations. Finally, the tensile strength and ductility of the welded strips was determined using a universal testing machine. form at elevated levels of plastic straining such as the ones found during a sudden crash event [2]. Among the main concerns related to welding is the formation of unwanted martensite [3, 4]. It has been found that in low heat input welding processes such as resistance spot welding (RSW), high carbon martensites can form in the weld that lead to embrittlement [3, 4]. Accordingly, in this work the effect welding on the resultant microstructures and on the mechanical integrity of a TRIP steel were investigated using a low and a high heat input processes. For this purpose, a gas metal arc welding (GMAW) and a Laser CO 2 welding processes were employed in welding a TRIP thin sheet steel currently used in the automotive sector. Introduction The demand for high efficiency vehicles has lead to the development of advanced steels with unique mechanical properties. Among these steels, are the advanced high strength steels (AHSS) which were developed for the manufacture of low weight car bodies using thin sheet gauge of less than 1mm [1]. The AHSS considered for applications in the automotive sector include transformation induced plasticity (TRIP) steels [1]. TRIP steels possess a microstructure consisting of a ferrite and bainite, including some retained austenite. The enhanced plastic behaviour of TRIP steels is attributed to the strain induced transformation of the retained austenite into martensite during deformation. These steels exhibit relatively high work hardening rates and remarkable formability. In addition, the level of applied plastic strain needed to induce the austenite to martensite transformation is strongly dependent on the carbon content. At low carbon levels, the retained austenite transforms almost immediately once the material reaches the yield strength. At elevated carbon contents, the retained austenite becomes increasingly stable and can only trans- Results and discussion Welded microstructures Figure 1a shows the microstructural features of the TRIP steel in the as received condition. Notice the mixture of ferrite and bainite and what seems to be some residual austenite. The resultant microstructures in the fusion zone (FZ) and HAZ of the welded TRIP800 steel are shown in Figure 1b and 1c respectively. From these micrographs it is evident that the exhibited microstructures in the steel welded using GMAW process were secondary widmanstatten ferrite (SWF), allotromorphic ferrite (AF) and upper bainite (UB) in the fusion zone (FZ). The HAZ contained lower bainite (LB), polygonal ferrite (PF) and possibly retained austenite (RA), as shown in Figure 1c. In contrast, the fusion zone of the laser welded specimens shows what seems to be a fully martensitic structure as no evidence of Experimental The chemical composition of the TRIP st e e l use d in this w ork is given in Table I. Table II shows the mechanical properties of the TRIP steel in the form of 1.6 mm thick sheet. Tensile bars were cut from the steel sheet, each of size 244 x 70 x 1.6 mm and welded by GMAW and Laser CO 2 processes. The welding parameters used in the GMAW and Laser CO2 processes are given in Table III. In the case of the GMAW, the filler metal was of the type ER110S-G with a 1.6 mm diameter suitable for 780 MPa high tensile strength st e e l s. The w elding equipment employed was a Robot COMAU, CG4, TABLE I - Chemical composition of the AHSS TRIP800. Wt% C Mn Si P Al Cu Cr Ni Mo Sn TRIP800 0.232 1.653 1.55 0.010 0.041 0.033 0.033 0.036 0.018 0.006 TABLE II - Mechanical properties of the AHSS TRIP800. Base Metal Yield Strength [MPa] Ultimate Tensile Strength [MPa] Elongation [%] TRIP800 450 800 28 TABLE III - Welding parameters and average microhardness using GMAW and Laser CO2 processes in a TRIP800 steel. Welding process Joint type Current [A] Voltage [V] Power [kW] Welding speed [In/min] Heat input [ J/In] Microhardness average [Hv] HAZ GMAW Butt joint 136 13 ____ 31.49 3368.04 482.33 Laser CO2 Butt joint ____ ____ 4.5 145.66 1853.51 505.6 334 Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2010 G.Y. Pérez-Medina et al. - Structural integrity of a welded TRIP800 steel using Laser CO2 and GMAW processes Figure 1 - GMAW microstructures of the AHSS TRIP800 in (a) BM, (b) FZ and (c) HAZ. ferrite or retained austenite could be found. Figures 2a-b are SEM micrographs of the exhibited microstructures in the HAZ and the FZ for the laser and the GMAW processes. Notice from these figures that the amount of ferrite is significantly reduced in the FZ and it almost disappears in the HAZ when laser welding is used. The resultant microstructures in this case are mostly upper and lower bainite. In contrast, when GMAW is employed the resultant microstructures in the FZ and HAZ contain significant amounts of ferrite and possible austenite. An estimation of the cooling rates exhibited by the weld metal was made using the expression [5]: Where θ is the welding temperature (K), t time in seconds, ks is the thermal conductivity of the steel, α is the thermal diffusivity in m 2 /s, v is the welding speed (m/s), Q is the power input and θo is the room temperature (K). From these estimations, cooling rates of the order of 144.67 K/s were estimated for GMAW a n d o f 4 1 7 . 8 1 K/ s for L a se r CO 2 welding. From these results, it is clear that laser welding gives rise to relatively fast cooling rates. Critical cooling rates for the transformation of austenite to martensite can be determined from continuous cooling transformation (CCT) diagrams. Unfortunately there are no reports on the continuous cooling transf o r ma tio n ( C C T) c urve s for t he TRIP800 steel. Nevertheless, Li [6] and Badesha [7], have proposed thermody- namically and kinetically based models for predicting CCT diagrams in a wide range of steels [7]. From these estimations, it is found that in the present steel the critical cooling rates for the formation of martensite are between 45 and 90 °C/s. Moreover, from the work of Gould et al. [8], martensitic structures in the weld regions are likely to form at cooling rates above 90 °C/s in TRIP800 steels. Thus, embrittlement in the FZ can be a potential problem in these steels, particularly when Laser CO2 welding is employed. Since the heat input during welding using the GMAW process is almost twice the heat input of the laser process (see Table III), the exhibited cooling rates are significantly reduced in this cas e. In turn, the r e su l t a n t microstructures in both, the FZ and HAZ consist of a mixture of ferrite, bainite, martensite and possible retained austenite (see Fig. 2). In addition, the introduction of residual stresses in the HAZ, particularly in Laser CO2 welding can be a major concern as the thermal cycle is relatively fast. Thermal stresses can lead to strain induced martensite (SIM) transformation from the retained austenite. In turn, this would result in an increase in hardness but lower ductility in the HAZ including the HAZ-BM neighborhood, as well as to the development of internal stresses in these regions. Figure 2 - SEM micrographs of Laser CO2 welding for (a) FZ and (b) HAZ and of GMAW for (c) FZ and (d) HAZ. Lower and upper bainite (LB, UB), allotromorphic ferrite (AF), secondary widmanstatten ferrite (SWF), polygonal ferrite (PF). Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2010 335 G.Y. Pérez-Medina et al. - Structural integrity of a welded TRIP800 steel using Laser CO2 and GMAW processes Hardness profile TRIP, GMAW process Hardness (HV, 0.2) Hardness (HV, 0.2) Hardness profile TRIP, Laser process Distance (mm) Distance (mm) Figure 3 - Exhibited microhardness profiles in the various regions of the welded TRIP800 using (a) Laser CO2 welding and (b) GMAW. Microhardness The microhardness profiles for the various regions of the welded TRIP800 using the two welding processes are shown in Figures 3a-b. In these figures the numbers represent the locations of indentations at 1 mm spacings. Notice that in the laser welded TRIP800 steel the average microhardness increases from 275 HV in the BM to up to 500 HV in the HAZ and over 600 HV in the FZ. In particular, the microhardness profiles resemble a “top hat” morphology [8] with a maximum hardness of 600 HV in the parting line. These microhardness profiles are attributed to the development of athermal martensite [8] which is no longer a function of the cooling rates. In the GMAW, the microhardness profiles did not follow the same trends as in the Laser CO 2 welding process. In this case, the actual cooling rates where not high enough to avoid the development of a mixture of phases (ferrite, bainite and martensite) in the FZ and HAZ regions. In this case, maximum Vickers hardness values of up to 500 HV were found in the welded regions. Microhardness measurements indicated that welding promotes a significant increase in hardness in the welded regions. In particular, it is found that the metal in the regions adjacent to the HAZ of the laser welded strips, exhibited a significant increase in hardness (points 4 and 11 in Fig. 3a). This effect was not observed when GMAW was employed. Apparently, due to the relatively high cooling rates, possible SIM and the development of residual stresses might have occurred in the BM region adjacent to the HAZ as there were no clear phase transitions identified in this region. TRIP steels, elongation TRIP steels, tensile % Elongation Ultimate strength Mpa Tensile strength The tensile strength (UTS) and ductility exhibited by the welded TRIP800 steels is shown in Figures 4a and 4b. Notice from this figure that both, UTS and % elongation drop in the laser welded strips when compared with the GMAW ones. In the laser welded specimens the maximum UTS values did not reach 800 M P a in contras t w ith the o n e s welded using GMAW (see Fig. 4a). Also, the elongation of the laser welded TRIP steels drops down to 15% or below when compared with the elongation of GMAW which exhibit elongations in the range of 25%. In turn, this clearly indicated that laser welding of TRIP800 steels leads to a reduction in the steel toughness when compared with the GMAW process. Confirmation for the loss of toughness was found by looking at the fracture regions (see Fig. 5). It was found that in the specimens welded using GMAW the fracture location was always in the BM regions away from the welded regions. The fracture surfaces were typical of a ductile material with numerous dimples and appreciable plastic deformation (see Fig. 5a). In turn this indicated that the mechanical strength of the GMAW welded regions was superior to the strength of the BM. In contrast, in the laser welded steels, fracture occurred in the BM regions adjacent to the HAZ as shown in Fig. 5b. Also, the fracture appearance was brittle cleavage with what seemed to be chevron markings (see Figs. 6a-b). Notice the lack of enough ductility as the fracture surfaces were relatively flat and there was a lack of appreciable cavitation. Samples numbers Samples numbers Figure 4 - (a) Tensile strength of Laser CO2 and GMAW welded TRIP800 steels and (b) corresponding weld elongations. 336 Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2010 G.Y. Pérez-Medina et al. - Structural integrity of a welded TRIP800 steel using Laser CO2 and GMAW processes Although, in the BM adjacent to the HAZ the microstructure is typical of a ferritic matrix with bainite and possible retained austenite, it seems that this region becomes susceptible to fracture as a result of (a) SIM driven by internal stressing and (b) the development of possible residual/internal stresses at this location as a result of the fast cooling rates exhibited. Evidence for an increase in hardness in this location is found by the microhardness measurements. Notice from Figure 3a that in the BM region adjacent to the HAZ hardness values increase appreciably when compared with the BM away from the HAZ. The hardness increases in the BM region adjacent to the HAZ can only be accounted for through the development of internal stresses and/or the formation of martensite from any residual austenite. A comparison of the resultant microstructures in the BM region adjacent to the HAZ with the one away from the HAZ is given in Figure 7. Notice from these figures that appreciable coarsening of the various phase constituents occurs in the BM adjacent to the HAZ. Moreover, precipitation and/or growth of what seems to be carbide phases (see Fig. 8) is also active in this region. Accordingly, it is apparent that in the HAZ of the Laser CO2 welded strips tempering effects of the bainite/martensite phases coupled with phase coarsening and residual stresses including SIM promote brittleness. This effect is not observed in the GMAW process indicating that the magnitude of residual stresses developed in the BM regions adjacent to the HAZ is not high enough to induce brittleness. Finally, the potential for martensite embrittlement at the parting line of the F Z w h e n lo w he a t i nput we l di ng p r o c e s s e s s u c h a s L a se r CO 2 i s employed was not supported by the experimental outcome of this work. Even though, the TRIP800 steel welded by these means underwent a loss of toughness, the effect could not be linked to the presence of unwanted martensite in the FZ. Laser welding is known to give rise to minimal microstructural damage as the FZ and HAZ are relatively narrow. The outcome of this work indicates that the potential for martensite embrittlement might not occur by Laser Figure 5 - (a) SEM micrograph showing the ductile fracture appearance of the BM consisting of a typical dimple fracture rupture and (b) optical micrograph showing the fracture location in a Laser CO2 welded strip. Figure 6 - (a) Overall view of the fracture surfaces; (b) brittle fracture appearance typical of cleavage with what seemed to be river markings. Figure 7 - A comparison of the resultant microstructures in the BM region of the Laser CO2 process. (a) BM region adjacent to the HAZ and (b) BM region away from the HAZ. welding, yet, additional work is needed to identify welding parameters which will avoid the loss of strength and ductility such as the one found in the BM regions near the HAZ. Conclusions The weldability of a thin sheet of a TRIP800 steel using GMAW and Laser CO 2 processes was investigated using microhardness measurements in combination with tensile testing. It was found that: 1. Welding using Laser resulted in fully martensitic structures in the fusion zone and a mixture of bainite and ferrite in the HAZ. 2. The FZ including the HAZ were relatively hard compared with the BM. 3. GMAW promoted the development of mixtures of predominantly bainite and ferrite phases in both the FZ and HAZ. 4. The measured mechanical properties indicated that in samples welded using Laser, the BM region adjacent to the HAZ underwent brittle fracture. Apparently, tempering of the phases in this region resulted in weakening through phase coarsening and carbide precipitation/growth. Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2010 337 G.Y. Pérez-Medina et al. - Structural integrity of a welded TRIP800 steel using Laser CO2 and GMAW processes 5. In both welding processes, no embrittlement could be found that can be attributed to the formation of martensite. Acknowledgments Thanks for financial s upport f r o m Consejo Estatal de Ciencia y Tecnología from Coahuila State, Mexico, and at the Italian Institute of Welding for the stay of the Mexican student in its installation and use of its facilities. Figure 8 - SEM micrograph of what seems to be a carbide phase including EDX composition spectra. References [1] [2] [3] [4] [5] [6] [7] [8] Kapustka B.Y.N., Conrardy C., Babu S.: «Effect of GMAW process and Material Conditions on DP 780 and TRIP 780 Welds», Welding Journal 2008. Choi I.D. et al.: «Deformation behaviour of low carbon TRIP sheet steels at high strain rates», ISIJ Int 2002, 42(12): 1483-9, (2002). Gould J.E., Lehman L.R., Holmes S.: «A design of experiments evaluation of factors affecting the resistance spot weldability of highstrength steels», Proc. Sheet Metal Welding Conference VII, AWS Detroit Section, (1996). Gould J.E., Workman D.: «Fracture morphologies of resistance spot welds exhibiting hold time sensitivity behavior», Proc. Sheet Metal Welding Conference VIII, AWS Detroit Section, (1998). Adams Jr. C.M.: «Cooling rates and peak temperatures in fusion welding»,Welding Journal, 1958, 37, 210s. Li M.V., Niebuhr D.V., Meekisho L.L. and Atteridge D.G.: «A computational model for the prediction of steel hardenability», Metallurgical and Materials Transactions 29B (6): pp. 661-672, 1998. Bhadeshia H.K.D.H and Svensson L-E.: «Mathematical Modeling of Weld Phenomena», eds, H. Cerjack and K. E. Easterling, Institute of Metals, London, pp. 109-180, 1993. Gould J.E., Khurana S.P., Li T.: «Predictions of microstructures when welding automotive advanced high-strength steels», Welding Journal, AWS, May 2006, p. 111. Hugo F. LÓPEZ, he was born in Saltillo City, México. Receive Ph.D. in Metallurgy Engineering from The Ohio State University, Columbus, Ohio. Currently is a professor- researcher of Materials Science and Engineering of the University of Wisconsin-Milwaukee. He is the author and coauthor of more than 100 research papers published in journals and refereed. Gladys Yerania PÉREZ-MEDINA, she was born in Saltillo City, México. Industrial and Systems Engineer from the Coahuila State University, México; Master in Science in Welding Industrial Technology from the Mexican Materials Research Center (COMIMSA), Saltillo, México. Gladys is currently a researcher of COMIMSA. Her currently research interests include application of advanced high strength steels in the automotive industries. Víctor Hugo LÓPEZ-CORTEZ, he was born in Saltillo City, México. Metallurgical Engineer and Master in Science in Metallurgy from the Saltillo Institute of Technology, México; Master in Science in Welding Industrial Technology from the Mexican Materials Research Center (COMIMSA), Saltillo, México. He has more than 20 years of experience in welding in the automotive industries and metallurgical industries. 338 Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2010 Felipe Arturo REYES-VALDÉS, he was born in Saltillo City, México. Receive Ph.D. in Engineering of materials from the Faculty of Mechanical and Electrical Engineering of the Nuevo Leon State University, Monterrey City, México. 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 México. He participates in different national and international congress 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. QUALITÀ & INNOVAZIONE Giornata Mondiale della Qualità 11 novembre 2010 Bologna Palazzo Re Enzo ® Q QUALITYDAY ExpoConference PROGRAMMA [ CONVEGNO Q INAUGURALE SETTORI DI RIFERIMENTO • INDUSTRIA • SERVIZI • AMBIENTE AREA Q EXPO CONVEGNI Q TEMATICI • Norme e certificazione • Laboratori di prova • Consulenza e formazione • Tecnologie e soluzioni Per maggiori informazioni siamo a tua disposizione, non esitare a contattarci: Tel. 0687182554 – Fax 068182019 Tecna Editrice S.r.l. – Viale Adriatico, 147 – 00141 Roma - www.tecnaeditrice.com - [email protected] 200.000 volte informati Il sistema di informazione e di marketing messo a punto da Com-Media S.r.l. per lo sviluppo dell’industria idrica e del gas viene utilizzato ogni anno da oltre 200.000 operatori italiani ed esteri Il portale internet www.watergas.it con oltre 200.000 visitatori annui è lo strumento di informazione e lavoro per tutti gli operatori interessati allo sviluppo dell’industria dell’acqua e del gas in Italia; Gli annuari AcquAgenda e GasAgenda con una diffusione di 7500 e 5000 copie rispettivamente, sono la versione stampata che contiene tutti i dati presenti sul portale www.watergas.it per una consultazione rapida e sempre disponibile; Le banche dati dei gestori italiani dell’industria idrica e del gas sono lo strumento per trasformare la visibilità offerta dagli annuari e del portale internet in programmazione dell’attività di marketing e sviluppo dei contatti. 700 aziende che offrono prodotti e servizi per la progettazione, costruzione e gestione delle reti e degli impianti per l’industria dell’acqua e del gas già utilizzano gli strumenti del sistema informativo di Com-Media per mantenere o attivare i contatti con i propri clienti attuali e potenziali. La tua azienda è già presente nell’elenco dei “Prodotti e Fornitori” di www.watergas.it ? Inserire i dati di contatto della tua azienda e abbinarli alle categorie dei prodotti offerti è facile, libero e gratuito. La tua azienda è già presente sugli annuari di Com-Media o ha mai usato i censimenti dei gestori delle reti idriche e gas? Questi e altri strumenti per dare visibilità alla tua azienda e per creare le condizioni favorevoli allo sviluppo della tua attività commerciale sono disponibili a tariffe particolarmente convenienti. watergas.it LA COMUNITA’ ON LINE DEI TECNICI PROFESSIONISTI DELL’INDUSTRIA ITALIANA DEL GAS E DELL’ACQUA Com-Media S.r.l. - via Serio, 16 - 20139 Milano (MI) - Tel. 02 56810171- Fax 02 56810131 - [email protected] - www.watergas.it International Institute of Welding C a p t u r e e f fi c i e n c y o f i n t e g ra l f u m e e x t ra c t i o n t o r c h e s fo r G M A w e l d i n g - Pa r t 2 ( ° ) ( ° ° ) M. Marconi * A. Bravaccini ** Summary 3. Capture efficiency of fume extraction torches 3.1 Early developments of fume extraction torches (1968-1974) Earlier fume exhaust welding torches had limited flexibility and were bulky to handle, when compared to conventional handheld tools. Moreover, the integrated suction capability raised severe restrictions on both the head nozzle and handle cooling, together with a great emphasis on minimizing the negative effect on weld quality arising from the suction flow path influencing the shielding gas envelope. As a matter of fact, the introduction of fume extraction openings close to the arc point must satisfy conflicting requirements. (°) Doc. IIW-1988-09 (ex-doc. VIII-2076r1-08), recommended for publication by Commission VIII “Health, Safety and Environment”. (°°) La prima parte dell’articolo è pubblicata sul numero 2/2010 della Rivista Italiana della Saldatura. * Plasma Team Snc - Arquata Scrivia (Italy). The Econweld Project identified the development of a lightweight and ergonomic fume extraction GMAW torch as a high priority research need. This report has been completed in response to this need. At source, capture is the most efficient method for eliminating welding fumes from the metalworking environment, particularly from the breathing zone of the welder. Worker productivity can increase by up to 20% when an integral suction torch is installed in a welding fabrication shop, resulting in less sick leave taken by welders and improved employee morale. Moreover, significant energy savings can be achieved when source capture is used compared to general ventilation methods.The state-of-the-art of existing fume extraction torches and requirements for improving torch performance have been analysed, considering the weight, flexibility and fume extraction capability, with particular emphasis on the integral extraction torch adopted by the EC-funded Econweld Project. Through a historical survey of the evolution of integral suction torches, the recent methods for evaluating their capture efficiency have been analysed, the early developments of fume extraction torches have been reviewed and the more effective improvements in commercial torches have been investigated, both for their increasing efficiency and enhanced ergonomic assessment. The modern Computational Fluid Dynamics (CFD) approach has been briefly described, in order to model the fume plume dispersal and capture efficiency, with results validated by prestigious scientific institutions. KEYWORDS: Arc welding; fume; gas shielded arc welding; GMA welding; health and safety; occupational health; reference lists; toxic materials; ventilating; ventilation equipment. ** Aspirmig Srl - Torino (Italy). Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2010 341 M. Marconi e A. Bravaccini - Capture efficiency of integral fume extraction torches for GMA welding - Part 2 On the one hand, the downward flow of shielding gas must be non-turbulent, on the other hand, an upward and inward flow of hot fume must be drawn back into the torch head by the exhaust system. The balance that must be struck between these opposing forces to ensure maximum extraction efficiency (without loss of weld quality because of reduced or disturbed gas flow) has been in practice the main, concurrent task of the early designed torches. 3.1.2 Literature survey Several companies in North America and Europe developed concurrently fume extraction torches in the late 1960’s and early 1970’s. Wildenthaler and Cary [15, 22] describe the development of an add-on nozzle to remove fumes (Figure 21). Capture efficiency was evaluated by photographing the fume plume. Wiehe, Cary, and Wildenthaler [23], r e p o r te d o f a s y s tem t ha t use s a n outward tapering cone around the gas nozzle (Figure 22). A blower rated at 60.0 m 3 /h and pressure equivalent to 20 kPa provided the extraction. Breathing zone measurements gave an estimated 85% capture efficiency. Kollman [24] describes the development of a fume extracting torch in his 1973 paper. In order to minimize size, a cent r i f u g a l b lo w e r p u m p wa s c hose n. This unit had a working range of 54.0 to 60.6 m 3 /h flow at a pressure of 13 to 18 kPa. Kollman experimented several designs o f f u me n o z z le s a nd use d a hybri d design with a flared annular sleeve with Exhaust Q(ex) Figure 22 - Fume exhaust nozzle [23]. 342 Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2010 peripheral holes (Figure 23). In addition, holes were provided in the flow line that could be blocked or left open by the welder to adjust the extraction airflow. Kollman found that lower flow rates were required when welding in a deep V-groove, or when welding a fillet into a corner, in order to avoid disturbing the gas stream. Other two articles in 1972 [25, 26] describe the development of a fume extraction torch with a lightweight chamber that fits over the standard gas nozzle, about 19 mm above the nozzle outlet, and extracts 100 m3/h. The fume suction is reported not to interfere with the gas shield and not to obstruct the operator’s view; moreover, the additional cooling that is provided by the extracted air flow permits higher welding currents without raising torch handle temperatures. Head [27] describes in great details the factors affecting the operation of fume extracting torches. He defines two basic types of exhaust nozzles, which are concentric with the torch head to promote uniform extraction flow field in all welding positions. • In the first type [Figure 24 a)] extraction is via an annular exhaust slot or bell shaped skirt located about 12 mm behind the gas nozzle (direct suction). • In the second type [Figure 24 b)] an extraction chamber is used, having a number of small holes distributed over the surface, 100 81 103 80 82 91 Figure 21 - Patent nozzle details [15]. spreading the suction zone over a greater area (indirect suction). Both arrangements can be designed as an integral part of the standard semiautomatic welding torch, but the exhaust chamber type b) can be easily fitted as an add-on improvement to an existing equipment. Exhaust flow rates are not very great, ranging from about 60 to 100 m 3 /h, according to type and design. Extraction hoses that carry fumes away from the torch are typically between 25 to 38 mm inside diameter. The vacuum fan or blower used to draw air through the nozzle must provide the required flow at a static pressure which may be 12 to 20 kPa measured at the torch inlet. Most recommended practice is that the welding torch must be used as far as possible perpendicular to the workpiece, or no more than a few degrees (5°) from the perpendicular, thus preserving some degree of uniform and s ymm e t r i c capture flow path. Shielding Q(sh) Figure 23 - Flared annular sleeve with holes. M. Marconi e A. Bravaccini - Capture efficiency of integral fume extraction torches for GMA welding - Part 2 Gas + wire feeder Gas + wire feeder Max 15° To exhauster Max 15° Extraction chamber Shielding gas Extraction slot (annular bell) To exhauster FUMES FUMES Shielding gas a) Annular slot type b) Multi-hole chamber Figure 24 - Welding torches with integral fume extraction [27]. In practice, the joint configuration and position will vary these conditions considerably, for example: • Flat bead-on-plate weld (Figure 24) The PA position is the configuration f o r w h ic h th e t orc h i s de si gne d, achieving good capture efficiency. • Fillet weld (Figure 25) - The 1F-2F positions has a concentrating effect on gas and extract flows, increasing velocity. The fume control is generally satisfactory, unless torch angle deviates from a line bisecting the weld (45°). Difficult access may require increased electrode stick-out, increasing the distance between the extraction holes and the arc and thus decreasing capture efficiency. • Confined box section - The conflicting forces of shielding gas flow and extract flow act in a complex and unpredictable manner. Fume may swirl away out of the capture zone, possibly dispersed by the concentrated gas flow, but control may also be good because of concentrated extraction flow paths. • Open corner weld (Figure 26) - The shielding gas is not turned back to the extraction flow path and fumes escape from the capture zone. • Vertical weld - In the PG-PF positions, the axis of the torch head is almost horizontal, and the vertical rise of the fume plume through thermal lift exceeds the capture condi t i o n. In thes e pos itions , fume capture may be poor. • Welding complex assemblies - The torch angle may be dictated by the relative positions of workpiece and the need to keep the arc within the vision of the operator. With excessive deviation from the most favourable torch attitude, the balance may be altered as described and fume capture efficiency can be very poor. • Operator fatigue - The torch angle may deviate from the perpendicular because of fatigue. Welding methods, aids, manipulators, torch supports, etc. should be introduced to compensate discomfort where possible. 3.2 Improvements of fume extraction torches (1975-2002) The new generation of commercial extraction torches must both improve the workplace environment and enhance their ergonomic assessment, in order to 45° Stick-out increases Extract flow + gas paths Fumes escape from extraction Figure 25 - Fillet weld - Torch angle = 45° for best capture [27]. Figure 26 Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2010 343 M. Marconi e A. Bravaccini - Capture efficiency of integral fume extraction torches for GMA welding - Part 2 19 30 35 32 37 33 34 (In red are shown the maximum extraction flow rates in m3/h, before suction flow affects shielding gas coverage) Figure 27 - Evaluation of different fume extraction nozzles [30]. 3.2.1 Research at Danish Welding Institute Aastrup [28] used a system similar to the standard AWS total fume box to measure t h e e ff i c i e n c y o f f u m e e x t r a c t i o n torches. He measured a 96.5% reduction in fume using a fume extraction torch. His experiments were conducted with 1.6 mm diameter flux cored electrodes, using 100% CO 2 shielding gas and welding on mild steel in the flat position (PA). 3.2.2 National Institute for Occupational Safety and Health (NIOSH) Wangenen [29] studied several aspects of welding fume, including the use of fume extraction torches. The model tested had a finger activated trigger, which permitted quick shifting of normal suction flow of 21 to 24 l/min and then down to 17 l/min. Wangenen reported that, since at least a 1:1 ratio of shielding gas flow to suction flow is required for weld quality, the 39 normal shielding gas flow of 14 to 17 l/min had to be increased to 24 to 26 l/min. While these flows maintained quality in flat position welding, satisfactory welds in angles and shapes required reducing suction flow to 17 l/min while m a i nt a i ning s hielding gas flow at 24 l/min. When welding with 1.6 mm diameter wire, at 85 mm/s, and 98% Ar + 2%O2, the overall reduction of fumes in the welder’s breathing zone was 78%. It was reported that the fume exhaust torch appeared to provide a major improvement in fume control on flat surface welding, but was less successful when suction flow had to be reduced from 24 to 17 l/min for welding in angle sections and corners. Wangenen concluded that the fume exhaust torch is the most practical and effective means of local exhaust ventilation for the welding of galvanized or stainless steels. 3.2.3 Research at The Welding Institute Wright [30] describes the development of a fume extracting nozzle that could be used with different torches. The nozzle is coaxial with the torch and Welding position be easily manipulated by welders for extended periods of time. 99% 82% 1F (PA) 94% 83% 84% 2F (PB) 75% 0% 344 Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2010 3.2.4 Research at Institut National de Recherche et de Sécurité (INRS) Cornu [21] devised a method to measure fume capture efficiency using helium as a tracer gas. Helium was mixed with the shielding gas, with a proportion of about 1%. Concentration of helium can easily be measured using a mass spectrometer. 1G (PA) min Figure 28 - Nozzle shape. a variety of nozzle designs were evaluated (Figure 27). A design with an inward tapering nozzle with both slots and holes and an outlet diameter of 22 mm has been selected (Figure 28) for testing fume capture efficiency. A fume collector with a maximum extraction rate of 60 m3/h was used, with a 2.8 m extraction hose. Wright tested this system both by taking breathing zone measurements and by measuring fume not collected by the extraction torch. Overall, the extraction nozzle removed 90% of fumes. Fairly consistent results were obtained both from total fume and breathing zone measurements. The results are summarized in Table 5 and Figure 29. 20% max 40% 60% 80% 100% Capture efficiency [%] Figure 29 - Capture efficiency Wright tests: min.-max. ranges. M. Marconi e A. Bravaccini - Capture efficiency of integral fume extraction torches for GMA welding - Part 2 Table 5 - Capture nozzle efficiency - Wright [30]. Welding position AWS (EN) Shielding gas (A) Total fume Q(ex) = OFF (g/min) Total fume Q(ex) = 39 m3/h (g/min) Capture efficiency Solid wire 1F (PA) CO2 360 0 .58 0 .06 90% Basic cored 1F (PA) CO2 360 0 .92 0 .06 94% Basic cored Basic cored 1F (PA) CO2 450 1 .74 0 .09 95% 1F (PA) Argoshield 20 460 0 .99 0 .17 83% Basic cored, Curved neck 1F (PA) CO2 460 1 .79 0 .22 88% Cored 1F (PA) Argoshield 5 410 0 .76 0 .05 83% Low alloy 1F (PA) CO2 350 1 .49 0 .12 92% Low alloy 1F (PA) CO2 400 1 .37 0 .21 75% Rutile cored 1F (PA) CO2 400 80 8 90% Rutile cored 2F (PB) CO2 400 30 5 84% Basic cored 2F (PB) CO2 450 80 10 75% 1G (PA) None 400 2 .51 0 .45 82% 1G (PA) None 400 1 .59 0 .01 99% Hardfacing, Curved neck Hardfacing, Straight neck Cornu used a range of suction flow rates from 40 to 90 m3/h to compare the performance of two fume extraction torches from French manufacturers (Torches A and B). The welding process was FCAW using an argon+CO 2 gas mixture to which helium was added as the tracer. Cornu’s results of trials on Torch A are summarized in Table 6 and Figure 30 (curves 1-2-3). The welding parameters and conditions for Torch A are listed as follows: • welding current: 250 A; • welding voltage: 33 V; • welding technique: FCAW with flux cored wire Φ = 1.6 mm; • filler wire speed: 48 cm/min; • welding speed: 13.8 cm/min; • s h ie ld in g g a s t ype : Ar = 82%, CO2 = 13%, He = 5%; • shielding gas flow rate: 10 l/min and 30 l/min. T h e b e h a v io u r of Torc h A shows (Figure 30 - curve 1) that the average Current c a p t u r e e ff i c i e n c y e n h a n c e s w h e n Q (ex) is large (80-90 m 3 / h ) , w h i l e decreasing the suction flow rate a large increasing the exhaust flow rate up to the amount of fumes es cape f r o m t h e value of Q(ex) = 90 m3/h. The torch vertical position is ideal for exhaust field, thus lowering the torch the best capture performance, because capture efficiency. the exhaust orifices are symmetrically Cornu tested a second model of suction placed around the fusion bath and the torch (Torch B) both in manual and autofume plume. When an air draft at 0.5 m/s matic welding (Figure 31 - welding is imposed (Figure 30 - curve 2), the positions 4-5-6). capture efficiency is lower and the loss becomes more sigQ(ex) Q(sh)=10 nificant when 100 de c re as ing the 1 80 Q(sh)=10 exhaust flow rate. A 60 2 high shielding gas 40 flow rate (curve 3) 3 Q(sh)=30 has the consequence 20 to spread part of the 0 fume plume away 0 20 40 60 80 90 100 from the suction 3 Exhaust flow rate [m /h] field of the exhaust orifices. This effect Figure 30 - Capture efficiency Torch A i s m oderate w hen Cornu tests. Capture efficiency [%] Electrode Table 6 - Capture efficiency - Torch A - Cornu [21]. Torch Curve f[Q(ex)] Shielding gas Q(sh) (l/min) Welding position AWS (EN) Capture efficiency at Q(ex) = 40 m3/h Capture efficiency at Q(ex) = 90 m3/h A 1 10 1G (PA) - Torch 90° 80% 98% 10 1G (PA) - Torch 90° 62% 88% 30 1G (PA) - Torch 90° 38% 96% A A 2 3 a) a) Horizontal air draft with 0.5 m/s velocity measured at torch head level. Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2010 345 M. Marconi e A. Bravaccini - Capture efficiency of integral fume extraction torches for GMA welding - Part 2 15° Nozzle axis Nozzle axis 60° 4 45° 5 6 Figure 31 - Welding positions for Torch B from Cornu tests. Cornu’s results of trials on Torch B are summarized in Table 7 and Figure 32 (curves 4-5-6). The welding parameters and conditions for Torch B are the same as those used for Torch A, with the exception of absence of air draft and the shielding gas flow rate set at 16 l/min in all the trials. Figure 32 shows the results for Torch B. Curve 4 is related to an automatic welding on flat position (position PA) and shows that the average capture efficiency is quite independent from the exhaust flow rate Q(ex). The manual welds (Figure 32 - curves 5 and 6) have been performed in configuration which cannot be realized on a bench test, in order to investigate the effect of joint configuration on the welding area and the relative position of exhaust openings in respect to the fume plume. Two joint configurations have been studied: • Horizontal welding bead inside a fillet weld (welding position 2F-PB curve 5). • Welding bead on the upper contour of a cylinder with Φ = 115 mm (welding position 1G-PA curve 6). Capture efficiency [%] Curve 6 shows that t h e c a p t u r e e ff i Q(ex) 100 ciency of torch B is 4 less than that meas80 ured on flat position 5 60 (curve 4) and hori40 zontal position 6 (c urve 5). The 20 behaviour of curve 5 0 can be ascribed to 0 20 40 60 80 90 the positive influ3 Exhaust flow rate [m /h] ence of confinement between the fillet Figure 32 - Capture efficiency Torch B walls which is more Cornu tests. important than the negative effect of the torch inclination in has been changed from 80° to 50°.The c om pa ri son w ith the aris ing fume capture efficiency is shown rapidly plume. On the contrary, curve 6 shows decreasing while the suction openings that both the absence of confinement depart from the ascending fume plume. and the torch inclination have a very Cornu concluded that there were some important and negative effect on the differences in performance between the poor capture efficiency. two torches and that capture efficiency is Cornu t e s ted the s ame Torch B affected directly by suction flow rate. (Figure 33) in welding trials performed Measurements on flat plate always gave on vertical up position (welding position higher efficiency. Both welding position 5G-PF) on the lateral contour of a cylinand shape of part have a significant der with Φ = 115 mm (curve 7). effect on capture efficiency. Figure 34 During the ascending path, the welder summarizes the results of min.-max. forearm position has been continuously capture efficiency ranges investigated at modified and the torch inclination angle the French Institute. Table 7 - Capture efficiency - Torch B - Cornu [21]. Torch Curve f[Q(ex)] Shielding gas Q(sh) (l/min) Welding position AWS (EN) Capture efficiency at Q(ex) = 40 m3/h Capture efficiency at Q(ex) = 90 m3/h B 4 16 1G (PA) - Torch 90° 88% 90% B 5 16 2F (PB) - Torch 90° 72% 80% B 6 16 1G (PA) pipe - Torch 60° 38% 78% B 7 16 5G (PF) up pipe - Torch 80° Note: All tests are performed in still air environment (no cross draft). 346 Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2010 84% Nozzle axis 7 Capture efficiency [%] M. Marconi e A. Bravaccini - Capture efficiency of integral fume extraction torches for GMA welding - Part 2 98% 100% 84% 80% 60% 7 40% 20% 10% 0% 40 50 α 60 70 80 90 Angle alfa (°) Figure 33 - Capture efficiency for Torch B from Cornu tests (position 5G-PF). Welding position 30° Figure 35 - Welding position - Flat bead on plate - IRSST Tests. Capture efficiency [%] Figure 34 - Capture efficiency: min.-max. ranges from Cornu tests. 3.2.5 Research at Institut de Recherche en Santé et en Sécurité du Travail (IRSST) Perrault et al. [31] carried out a study to compare the fume collection rates of commercial suction torches in the laboratory and in industry with a fume collector which is comparable to the generation rate of the measuring system. An ergonomic study was also carried out to briefly explore first the muscular load imposed on the shoulder, elbow and wrist in relation to the type of suction torch, and second a few indices of the subjective acceptability of the welding tools by welders [32]. The tests were performed under standard welding conditions, as follows: • solid wire: E71T-1, Φ =1.6 mm; • shielding gas type: 100% CO2; • DC electrode positive, with a constant potential power source; • contact tip-to-work distance: 19 mm; • sampling time: 2 min; • welding parameters: approximately 300 A and 26 V. Welding fume generation rates were measured in a fume chamber of the type already described in the technical literature [33]. A professional welder carried out all the welding tests. During the preliminary tests at the start of each series of tests, the welder checked that the welding equipment was operating prop- erly, and the exhaust flow rate did not cause any defects or porosities on the weld bead. This suction flow was maintained for the entire operation. The welding position was maintained with an angle of 30° to the vertical (bead on plate, position PA, Figure 35). When the fume collection rate was measured with the exhaust ON, the shielding gas flow rate was increased to maintain the weld quality. The collection rates for the total fumes emitted by the suction torches operating under standardized laboratory conditions are given in Table 8. The results indicate no statistically significant difference between the generation rates without suction and the collection rates with suction measured in the laboratory. Under standardized welding Table 8 - Capture efficiency under laboratory conditions - IRSST [31]. Average total fume Q(ex) = OFF Average total fume Q(ex) = ON Torch Shielding gas Current (A) Capture efficiency g/kg S.D. Tests g/kg S.D. Tests 1 CO2 300 12.9 0.9 30 12.1 2.8 30 94 % 2 CO2 300 11.6 0.8 30 11.9 1.4 14 100 % 3 CO2 300 12.1 0.9 29 12.5 2.6 30 100 % S.D. = Standard Deviation. Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2010 347 M. Marconi e A. Bravaccini - Capture efficiency of integral fume extraction torches for GMA welding - Part 2 Table 9 - Capture efficiency in two industrial sites - IRSST [31]. Torch 1 2 3 Shielding gas Current (A) A CO2 B CO2 A Site Average total fume Q(ex) = ON Capture efficiency g/kg S.D. Tests 300 7.0 2.6 25 54% 300 6.9 1.2 29 53% CO2 300 10.9 3.1 28 94% B CO2 300 10.1 2.0 30 87% A CO2 300 11.5 3.0 29 95% B CO2 300 9.5 2.2 29 78% S.D. = Standard Deviation. 348 Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2010 It can be concluded that the capture effiSite A Site B Laboratory ciency of the 100% welding torches is 80% excellent (approxi60% mately 100%, accu40% rate to within the 20% experimental 0% Torch 1 Torch 2 Torch 3 errors). The collection rates measured Welding position: 1G (PA) i n t wo i ndus trial Flat. Bead on plate sites were 12 to 46% below the generation Figure 36 - Capture efficiency ranges - IRSST rates in laboratory, tests. and this requires an accurate measurement of the generation five conventional torches for a range of rate in industry. However, the decreased ergonomic factors. Three of the fume efficiency was reproduced in two differextraction torches were also evaluated ent industries with different welders. for fume capture efficiency (Figure 37). The biomechanical evaluations did not The technique adopted for determining reveal any contraindication regarding the capture efficiency was the measurethe use of any of the welding torches ment of total fume using the standard under investigation. AWS fume generation rate test [35]. The test chamber was calibrated by making 3.2.6 Research at Edison Welding welds at 24, 26, 28 arc volts. The measInstitute (EWI) ured results should be within 10% of the Under the National Shipbuilding standard calibration values to confirm Research Program, Advanced Shipthat the fume chamber is operating corbuilding Enterprise (ASE), a project has rectly. been undertaken for Welding Panel to The conical test chamber is built so that develop a lightweight fume extraction the welding torch may be positioned to welding torch for shipyard use. weld in the flat position. An air gap of 13 The Edison Welding Institute, with parto 19 mm was maintained between the ticipation of five major shipyards, two base of the chamber and the surface on welding equipment manufacturers, and which it rests. several other organizations, evaluated Welding fume was drawn through the five fume extraction welding torches of filter by an air pump rated at 42 to commercial production, developed a 60 m 3/h, and a pressure differential of 0.74 to 1.24 kPa. The filter was placed in prototype torch which incorporated an oven set between 93 and 107 ºC. The ergonomic engineering to improve filters were removed from the oven and usability, and evaluated this experimenweighed prior to starting the fume test. tal torch during shipyard trials [34]. Immediately after the test the filter was Five fume extraction torches were weighed again. obtained from three manufacturers for The amount of fume captured in the usability evaluation and compared to Capture efficiency [%] conditions, the extraction systems at source for the 3 welding torches collect the same quantity of fume during welding inside a hood. Assuming that the initiation of suction at source has no effect on the generation rate value, it can be concluded that these suction systems collect all of the fumes emitted. However, the standard deviations for the collection rates are generally higher than those for the generation rates. The necessary increase in the shielding gas flow rates, to maintain the weld quality during extraction at source, may have produced turbulence near the welding torch, which results in a slight dispersion of the results of each test. During field trials in industrial workshops, an identical procedure was proposed to the welders on the premises who were carrying out their usual task. The position of the electrode in relation to the pieces to be welded varied with the job requirements. Table 9 indicates the collection results in two different industries (Sites A and B). The results indicate that the differences in the collection rates are not statistically significant. In addition, the standard deviation is of the same order as in laboratory with aspiration at source. The normal operating conditions in these two industries did not change the distribution of the results. Under these experimental conditions, the aspirating systems of the welding torches gave a lower collection rates in industry than under standardized operating conditions in the laboratory, namely 54% for Torch 1, 87% for Torch 2 and 78% for Torch 3. The differences in performance between the welding torches result from the welding equipment and not from the facilities or the modes of operation (Figure 36). M. Marconi e A. Bravaccini - Capture efficiency of integral fume extraction torches for GMA welding - Part 2 Figure 37 - Capture nozzle of three torches evaluated by EWI [34]. filter is equal to the difference in weight of the filter before and after the test. Dividing the fume collected by the welding time gives the fume emission rate (FER) in grams per minute (g/min). The fume emission rate of the process was measured using each of the three fume extraction torches tested with no vacuum flow to establish the baseline FER. Then each torch was tested using the low setting of the fume extractor and finally using the high setting on the fume extractor. The vacuum pump used for the tests with all three torches had two se ttin g s , lo w a n d hi gh, a nd wi t h a maximum rating of 84 m3/h at a pressure of 15.0 kPa. As the performance of fume extraction torch depends strongly on welding position, the AWS chamber test was modified slightly to determine the effect of welding position. The flat position test was performed on the surface of the plate. A tube (Φ = 102 mm) was tacked on the square plate. A horizontal fillet weld was made between the plate and the tube, and an ove rhead fillet w eld w as made by turning the specimen upside down. Finally, a horizontal bead-on-plate weld could be made on the cylindrical surface of the tube. This welding position simulated vertical welding. One series of test welds were made at the standard AWS welding conditions (wire feed speed 760 cm/min, approximately 225 A and 26 V). These parameters produced a weld bead size that was too large for the out-of-position tests so the parameters were reduced until the current was approximately 125 A. These parameters were maintained for all sub- sequent tests. Three tests were performed for each combination of welding torch, welding position, and vacuum setting and the results averaged to obtain the fume emission rate. It is apparent, from comparing the tests, that no significant changes in torch capture efficiency can be attributed to the change of current. The results of capture efficiency of the three fume extraction torches are presented in Table 10 and in Figure 38. From these tests it was concluded that: 1. Average fume extraction efficiencies of about 80% w ere obta i n e d f o r torches A and B in the flat and horizontal fillet weld positions (PA and PB). Torch C produced somewhat lower capture rates. The overhead fillet weld (PD) gave the next best results, with efficiencies in the range Table 10 - Capture efficiency tests - EWI [34]. Torch Welding position AWS (EN) Capture efficiency at Q(ex) = 42 m3/h Capture efficiency at Q(ex) = 84 m3/h Test conditions A 1G (PA) 71% 83% AWS conditions (I ≈ 225 A) A 2F (PB) 77% 84% AWS conditions (I ≈ 225 A) A 2F (PB) 81% 79% Lower current (I ≈ 125 A) A 2G (PC) 23% 31% Lower current (I ≈ 125 A) A 1G (PA) 78% 91% Lower current (I ≈ 125 A) A 4F (PD) 37% 70% Lower current (I ≈ 125 A) B 4F (PD) 27% 50% Lower current (I ≈ 125 A) B 1G (PA) 86% 87% Lower current (I ≈ 125 A) B 1G (PA) 77% - Lower current (I ≈ 125 A) B 2F (PB) 85% 82% Lower current (I ≈ 125 A) B 2G (PC) 19% 37% Lower current (I ≈ 125 A) C 2F (PB) 69% 79% Lower current (I ≈ 125 A) C 1G (PA) 54% 69% Lower current (I ≈ 125 A) C 2G (PC) 24% 27% Lower current (I ≈ 125 A) Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2010 349 M. Marconi e A. Bravaccini - Capture efficiency of integral fume extraction torches for GMA welding - Part 2 100% Capture efficiency [%] 90% 80% 70% 60% 50% 40% 30% 20% 10% 0% 3 3 3 3 3 3 3 3 42 m /h 84 m /h 42 m /h 84 m /h 42 m /h 84 m /h 42 m /h 84 m /h Torch A 78% 91% 23% 31% 81% 79% 37% 70% Torch B 82% 87% 19% 37% 85% 82% 27% 50% Torch C 54% 69% 24% 27% 69% 79% Figure 38 - Capture efficiency ranges from EWI tests. 30 to 70%. Here the low and high vacuum settings produced different results. The worst performance was in the horizontal bead-on-plate position (PC), which also represents vertical welding, where the average capture efficiency was between 20% and 30%. 2. The variation in capture efficiency is clearly due to relative position of the fumes and the extraction nozzle. In the flat and horizontal fillet positions, the fume plume tends to rise towards the extraction system, where most of it is captured. In the horizontal beadon-plate position (also representing vertical welds) the fume plume rises and escapes from the torch suction region before it can be captured by the extraction nozzle. In the overhead fillet position, some fume escapes, but more than half is captured when the extraction system is on its high setting. 3. Slightly higher capture efficiencies were generally obtained for the high vacuum setting of the fume extractor compared to the low setting. 3.3 CFD modelling: a new approach to fume extraction torches (2003 and after) The Computational Fluid Dynamics (CFD) approach has been used to model many fluid flow situations including process plants and large-scale heating and ventilating systems [6]. 350 Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2010 The technique consists of first identifying a computational domain, which represents adequately the physical space in which the flow under examination takes place. The computational domain is then divided into a number of non overlapping sub-regions or cells. The differential equations for the conservation of mass, momentum and energy are integrated over each cell, and are converted into algebraic equations that can be solved numerically. The following flow chart (Figure 39) well represents the three steps just described: • Pre-processing: The first step of CFD analysis consists of several tasks. Defining the geometry of the region of interest, selecting the physical models to be considered, specifying fluid properties and boundary conditions, creating a mesh of control volumes. • Solving: The main part of a CFD analysis is solving the governing equations. The partial differential equations for the flow quantities (velocity, pressure, energy, turbulent quantities and additional scalars such as contaminant concentration) called the Navier Stokes equations are integrated over the control volumes in the region of interest Pre-Processing (flow domain). This is equivalent to applying a bas ic cons ervation law to e a c h control volume. These integral equations are converted to a system of algebraic equations, which are solved iteratively. • Post-processing: The third step of CFD analysis involves visualization of the results as e.g. vector plots, streamline plots or colored slices (maybe as animations) as well as quantitative analysis of the velocity or contaminant concentrations. Since any CFD simulation is only as good as the mathematical models that are supplied as input to the solver, it is alw ays neces s ary to validate C FD results against physical experiments. The term “Validation” is often used for strongly differing things. Therefore, the definition of validation in the context of CF D s imulations is given h e r e a s expressed by the AIAA 1 [36]: “The process of determining the degree to which a model is an accurate representation of the real world from the perspective of the intended uses of the model (AIAA, 1998)”. Validation has also been described as “solving the right equations”. It is not possible to validate the entire CFD code. CFD work flow: Solver Post-Processing Figure 39 - CFD work flow. M. Marconi e A. Bravaccini - Capture efficiency of integral fume extraction torches for GMA welding - Part 2 3.3.1 National Institute of Industrial Health - Kawasaki - Japan - Ojima Under the notification of general prevention of dust hazards issued by the Japanese Ministry of Health, Labour and Welfare (2003-2007), a fume exhaust torch system was recommended as an effective ventilation device for welding fume control. In addition, a fume exhaust torch is superior to the other ventilation systems in applicability. Unlike the fixed hood of a usual local exhaust ventilation system, a fume exhaust torch has a hood, which does not limit the size of the workpiece and welder’s mobility because the hood is always close to the arc point and does not require laborious re-positioning or adjustments. Ojima, in a series of investigations for fume reduction in workplace [37, 38], describes the development of an ordinary fume exhaust torch system [39], consisting of a welding torch integrated with a suction hood which exhausts the fume plume around the welding arc, a fume collector and a Flat, PA flexible duct connecting the hood to the collector (Figure 40). The torch performance is affected by the Circular hood geometry of the weld joint and the shielding gas flow rate. In t hi s s tudy the author investigated the effects of welding position, elevation angle of weld line and shi e l ding gas flow rate on fume capture performance. The torch arrangement was an adapter type: the torch was arranged with a circular opening exhaust hood (42 mm diameter, 60° taper). A 26 mm diameter flexible exhaust duct was attached to the side of the hood. The fume collector system was characterized by: • static pressure: 19.6 kPa; • face velocity at hood opening: 2.7 m/s; • arc point velocity: 1.5 m/s; • exhaust flow rate: 5.7 m3/h. The test were performed in laboratory robotic CO2 welding, with the main features: • wire filler: 1.2 mm solid wire (JIS Z 3312); • shielding gas type: 100% CO2; • shielding gas flow rate: 20 l/min; To fume collector Flexible duct Torch nozzle Fumes + air Base metal (work piece) Figure 40 - Fume exhaust arrangement by Ojima [38]. • welding speed: 20 cm/min; • welding current: 100 A; • arc on time for each sampling: 1 min. Ojima investigated the following welding positions (Figure 41). The results (Table 11) show that the fume concentration at the breathing zone (30 cm above arc point) reached 78.6 mg/m3, but a remarkable reduction could be obtained with the fume exhaust torch provided that the torch angle was set vertically. Although the torch could not achieve a personal exposure level below the OEL in Japan (1 mg/m 3 ), the respirable fume concentration was reduced to approximately 14% (10.8 mg/m3) of the concentration of the non ventilation condition when the torch was applied to a horizontal (0°) weld line in the flat position (PA). Comparing the results of 63.0% PB (45°) layouts PA a n d PB (Figure 42), it became 63.4% PA (45°) clear that the perform74.4% PB (0°) ance of the torch 86.3% PA (0°) varied depending on the welding position. 0.0% 20.0% 40.0% 60.0% 80.0% 100.0% The capture efficiency Capture efficiency [%] was less in horizontal fillet position than in Figure 42 - Capture efficiency - Ojima [38]. Welding position One can only validate the code for a specific range of applications for which experimental data are available. Thus one validates a model or a simulation. Applying the code to flows beyond the region of validity is termed “prediction”. Validation examines if the conceptual models, computational models as implemented into the CFD code, and computational simulation agree with real world observations. The strategy is to identify and quantify errors and uncertainty through comparison of simulation results with experimental data. The accuracy required in the validation activities depends on the application, and so the validation should be flexible to allow various levels of accuracy. Horizontal fillet, PB Flat, PA up Horizontal fillet, PB up 45° 45° Code: PA (0°) Code: PB (0°) Code: PA (45°) Code: PB (45°) Figure 41 - Fume exhaust arrangement by Ojima [38]. Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2010 351 M. Marconi e A. Bravaccini - Capture efficiency of integral fume extraction torches for GMA welding - Part 2 Table 11 - Capture efficiency at breathing zone (30 cm above arc point) - Ojima [38]. Shielding Average total fume Q(ex)= Position Current Average total fume Q(ex)=OFF gas a) 5.7 m3/h = ON code (A) PA (0°) CO2 100 mg/m3 78.6 S.D. Tests 16.6 10 Capture efficiency mg/m3 10.8 S.D. Tests 2.8 10 94% PB (0°) CO2 100 20.1 5.2 10 100% PA (45°) CO2 100 28.8 8.5 10 100% PB (45°) CO2 100 29.1 4.1 10 100% S.D. = Standard Deviation. a) Shielding gas flow rate = 20 l/min. flat position. This means that the torch is more effective when it is angled vertically downwards. However, when the weld line was inclined at 45°, an obvious effect of welding position was not recognized since there was no significant difference in the fume levels between layouts PA (45°) and PB (45°). Comparing the results, an increase in the elevation angle of the weld line seemed to lower the torch performance. This is due to the fact that the fume plume tends to ascend along the base metal when the weld line is inclined and leaks out from the suction zone of the hood. Therefore, it could be concluded that the torch is most effective when the hood is centred directly over the arc point. Figure 43 shows the relation between the shielding gas flow rate and the fume concentration at the breathing zone. The fume level, when setting the layout PA (0°), was hardly affected by the fluctuations of the shielding gas flow rate, provided that the flow rate was less than 30 l/min. When the flow rate was over 30 l/min, the exhaustion was certainly impaired boom can take the weight off the torch, and the fume concentration rapidly thus increasing welder’s mobility and increased with increase of the flow rate. mitigate fatigue. In contrast, when the flow rate was 3.3.2 National Institute of Industrial reduced to 10 l/min, visible porosities Health - Kawasaki - Japan were found on the surface of the weld Iwasaki metal due to the deficiency of the shielding gas. Therefore, in order to avoid high Iwasaki [40] describes the development level fume exposure and welding of an ordinary fume exhaust system as defects, the flow rate of the shielding gas described by Ojima, performing some ought to be 15-25 l/min (16-26% of the investigations on capture efficiency by exhaust flow rate) at a welding current CFD modelling. The nozzle is coaxial of nearly 100 A. The practical disadvanwith the torch and a variety of nozzle tages of this system are its weight and designs were evaluated. Figure 44 shows bulkiness owing to the additional hood the fume collecting torch with a plain and flexible duct for exhaustion. bell mouth opening; by this kind of According to a questionnaire conducted hood, almost all fumes near the welding by the Japan Welding Engineering torch can be captured. Society, the fume exhaust system is still not widely Welding torch used in Japanese Fume nozzle industry because (hood) of its practical disadvantages. Suspending the torch by a mobile Fume collector Suction pipe a) Fume collecting torch Capture efficiency [%] Welding position PA (0°) 100% 80% 60% 40% 20% 40 mm 0% 5 10 15 20 25 30 35 Shielding gas flow rate [l/min] Figure 43 - Effect of shielding gas flow rate on capture efficiency (PA position torch = vertical). 352 Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2010 40 Φ = 42 mm b) Plain bell mouth extraction nozzle Figure 44 M. Marconi e A. Bravaccini - Capture efficiency of integral fume extraction torches for GMA welding - Part 2 Q(ex) Fume collecting nozzle (hood) Q(ex) Welding torch Welding torch Boundary speed (0.5 m/s) Speed (0.5 m/s) a) Velocity vectors near the hood opening b) Velocity contour at 0.5 m/s Figure 45 When operated with an exhaust air volume of 120 m3/h, the capture velocity near arc point was measured as about 0.5 m/s. Figure 45 a) shows the air velocity near the hood opening obtained by computational fluid dynamics (CFD) analysis based on the velocity measurements around a hood opening of the fume collecting torch. The contour line in Figure 45 b) shows a velocity of 0.5 m/s near the arc point obtained by the CFD analysis as well. This contour line of 0.5 m/s drawn near the arc point was almost coincided with the measured value. In addition with this air velocity, no blowhole was seen in the weld metal. When used in the robotized welding process at a car manufacturing factory, Arc point velocity (m/s) this fume collecting torch showed an adequate capture efficiency. When welding fume collector was not operated, the fume concentration was 2.33 mg/m 3 and when operated it went down to 0.25 mg/m 3 thus achieving a 90% reduction of fume concentration at welder’s breathing zone. Fi gure 46 s how s the relations hip between the uniform stream air velocity at the arc point and the welding quality (by radiographic examination) when the CO 2 gas flow rate was changed. When the shielding gas flow rate is 20, 30 and 40 l/min, blowholes occur at a uniform st re a m air velocity of 0.8, 1.2 and 1.6 m/s respectively. From the results mentioned above, it can be concluded that the extraction rate mus t as s ure air velocity at arc point 1.8 in the range of 1.6 1.6 about 0.5-0.7 m/s. The recommended 1.4 Blowholes value of air stream 1.2 1.2 velocity is within 1.0 0.3-0.7 m/s, which 0.8 No defects reduces fume con0.8 0.6 centration at the welder’s breathing 0.4 zone below the 45 10 15 20 25 30 35 40 occupational expoShielding gas flow rate [l/min] sure limits without any production Figure 46 - Arc point velocity vs. shielding gas flow rate - Boundary at which welding of blow holes or defects occur. defects. 3.3.3 University of Wollongong Australia - Norrish et al. Following earlier works [41, 42], which indicate excessive breathing zone fume exposure in still air conditions, many experimental investigations were therefore undertaken in Australia, at School of Mechanical Materials and Mechatronic Engineering, University of Wollongong, to determine the natural fume distribution and the resultant breathing zone exposure for gas metal arc welding. The trials were carried out in a controlled space with various ventilation and exhaust strategies and the effect of these engineering controls was assessed. In addition an attempt was made to model and simulate the fume distribution. It was established, as expected, that unacceptable exposure was seemingly in a confined space without adequate ventilation and the most effective control measure was local ventilation (LEV) adjacent to the welding torch. Uniform cross draughts of 0.7 m/s were required to reduce the particulate fume levels to within acceptable limits. In addition, saline solution scale model experiments have been carried out to determine the qualitative effect of the shielding gas on the initial dispersion of the fume plume above the workpiece. The main result of including the effect of the shielding gas is that the effective radius of the source of fume is significantly increased [43-45], which has Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2010 353 M. Marconi e A. Bravaccini - Capture efficiency of integral fume extraction torches for GMA welding - Part 2 important implications for the probable dispersion of the fume into the welder’s breathing zone. Indeed, in GMA process the intense heat of plasma column in the arc causes some of the molten filler to evaporate, and oxygen in the ambient atmosphere may further react with the metal vapours to produce metal oxide. The fume plume is formed in close vicinity to the arc weld pool area, and tends to be dispersed into the surroundings by the shielding gas. The extent of the radial spread of the impinging fountain model is crucial, as this determines the initial size of the buoyancy driven plume. Whilst the metal vapour fume is generated in the vicinity of the arc and weld pool, it tends to be conveyed first by the wall jet (Figure 47), radially outwards (Coanda effect). The shielding gas flow in the wall jet is retarded as it moves away from the arc region, mainly because the wall jet mixes with the surrounding air through the chaotic phenomenon of turbulent entrainment (plume dilution). At the same time the shielding gas is heated by contact with the hot arc and the weld pool. The density therefore is reduced and the horizontal flow is subjected to a vertical buoyancy force. Hence, as the f l o w p r o c e e d s o u tw a rds a l ong t he surface, the vertical buoyancy forces become progressively more dominant over the horizontal inertial forces. This makes the flow change direction at a particular radial distance, resulting in a rising thermal plume which is buoyancy driven. Buoyant thermal plume Entrained ambient air Figure 47 - Radial wall jet effect of shielding gas flow field. This buoyancy driven thermal fume plume may be transmitted directly into the breathing zone of the welding operator. CFD simulations were carried out for different extraction system configurations to facilitate comparison of their effectiveness in capturing the welding fume. A typical set of operating dimensions was chosen by Norrish and his team, as summarized in Figure 48. The results presented in Figure 49 do not account for the influence of complex phenomena that would influence the flow in the immediate vicinity of the arc, including metal vaporisation, movement of the torch relative to the workpiece, spatter, distortion of the weld pool surface from a horizontal plane, etc. The CFD simulations have confirmed that the flow from a GMAW torch nozzle is fundamentally similar to the impinging Shielding fountain flow and gas Q(sh) have sh o wn excellent agreement with previous fundamental studies by Cooper and Hunt [43] on Radial impinging founwall jet tains. Attempts to capture the fume in the radial wall jet by means of an annular extraction sleeve placed around the GMAW nozzle of a conventional torch have been investigated by Norrish and his team using CFD simulations carried out for different extraction designs (Figure 50), to facilitate comparison of their effectiveness in capturing the fume plume [44, 45]. The flow fields in Figures 51 and 52 demonstrate that the on-torch extraction through a concentric sleeve does not cause significant reduction in the concentration of the fume released into the ambient atmosphere, even with extremely high extraction flow rates, which would not be achievable in practice. Figure 51 shows the corresponding shielding gas concentration field of an extended sleeve. Although some of the shielding gas is captured into the extrac- Φ = 22 mm Φ = 10 mm Arc L = 5 Φ = 6.4 mm r = 0.5 mm extens. = 15 Figure 48 - Typical nozzle dimensions. 354 Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2010 16.5 mm Wall jet Figure 49 - Velocity vector field of shielding gas flow rated at Q(sh) = 15 l/min. M. Marconi e A. Bravaccini - Capture efficiency of integral fume extraction torches for GMA welding - Part 2 ARGN a) Flared Sleeve b) Straight Sleeve, short c) Straight Sleeve, extended 0.00 0.07 0.14 0.21 0.29 0.36 0.43 0.50 0.57 0.64 0.71 0.79 0.86 0.93 1.00 Figure 50 - Typical extraction nozzle designs. tion sleeve, the shielding gas concentration in the arc/weld pool region appears to be high and relatively unaffected by the extraction flow. Increasing the extraction flow rate further, with a view to extracting more fumes, has the effect of short-circuiting the shielding gas flow from the nozzle, so that the concentration of shielding gas in the arc/weld pool region is depleted. This will have a detrimental effect on the weld quality. It is seen that even with relatively large extraction volume flow rates (extraction velocity of order 10 m/s), the flow in the wall jet remains predominantly radially outward. This radial flow carries the bulk of the fume with it, with the result that the extraction port will have little effect on the fume concentration in the breathing zone of the operator. This is clearly seen in the corresponding streamline plot shown in Figure 52. The suction port of the short sleeve is located too far away from the fume rich region of the flow field, and can only extract the a m b i e n t a i r, i n preference to the fume. A summary of these CFD results on the fume capture efficiency as a function of the extraction flow rate is presented in Figure 53 for two short sleeve designs which were investigated and modelled [46]. These results show that the fume capture efficiency rises approximately linearly wi t h extraction flow rate Q (ex), however, extremely high flow rates are required to achieve a useful fume capture efficiency. The flared sleeve is somewhat more effective than the cylindrical straight sleeve. It is likely however that the higher extraction flow rates (of the order of 90 l/min) will draw away the essential shielding gas envelope from around the weld, thus adversely affecting weld Figure 51 - Shielding gas concentration field at Q(ex)/Q(sh) = 6 (extended sleeve). quality, entraining air and potentially increasing fume generation. 3.3.4 University of Wollongong Australia - Patent Norrish et al. The fundamental reason for the inadequacy of an external fume extraction sleeve surrounding the shielding gas envelope is that a flow field which is created by virtue of the positioning of the work normal to the axis of the welding torch causes the formation of a radially outward gas flow along the surface of the work (wall jet) and this wall jet is not significantly affected by the external suction. Even with this strong suction it has been found that the flow in the wall jet remains directed radially outwards. Capture efficiency [%] 70 Ambient air extracted Wall jet 60 50 40 30 20 10 0 4 6 8 10 12 14 16 18 Q(ex) / Q(sh) Figure 52 - Velocity vector field - Shielding gas flow rated at Q(sh) = 15 l/min Q(ex)/Q(sh) = 12.5 (short sleeve). Figure 53 - Fume capture efficiency vs. normalized extraction flow rate Q(ex)/Q(sh) with Q(sh) = 15 l/min [46]. Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2010 355 M. Marconi e A. Bravaccini - Capture efficiency of integral fume extraction torches for GMA welding - Part 2 In one embodiment the shroud gas port and the shielding gas port are concentrically coaxially located at spaced relationship around Shroud the welding elecgas Q(jet) trode. Whereas, in the abs ence of the shroud gas port and the s hroud gas the wall jet continues in a radially outward direction, the applicants have found that by introducing a radially outward component of velocity to the shroud gas, when fume is extracted from the torch, the resulting wall jet flow is substantially contained and within the space around the weld pool shrouded by the shroud gas, the direction of gas flow along the face of the work being welded is radially inwards. In other words, the shroud gas curtain tends to form an aerodynamic flange around the torch and the welding pool, thus isolating the fume rich region from the surroundings and allowing the fume gas to be extracted from within the envelope. As a consequence, improved fume extraction efficiency is achieved via the fume gas extraction port. The shroud gas port can be axially adjustable relative to the shielding gas port for allowing the welder to fine tune the fume extraction efficiency. The torch also includes control means to adjust the flow rates of the shielding gas, the shroud gas and the rate of fume gas extraction. The following features of the aerodynamic flange, created by the reinforced curtain of the shroud gas jet, are claimed to be innovative in the patent [18]: • The shroud gas jet is chosen from the group consisting of nitrogen, helium, a rg o n , c a r b o n d i o x i d e o r t h e i r mixture. Since the shielding gas provides sufficient protection of the weld pool from atmospheric contamination, compressed air may be used for Exhaust flow Q(ex) Shielding gas Q(sh) Shroud gas Q(jet) Figure 54 - Schematic extraction nozzle with radially directed shroud gas jet [18]. This flow carries the bulk of the fume with it, with the result that the breathing zone of the operator is still likely to contain unacceptably high concentration of fumes. According to applicants [18], their invention provides an arc welding torch having a welding electrode and one shielding gas port adapted to direct a shielding gas curtain around the electrode and welding pool, and another shroud gas port spaced radially outward from the shielding gas port and adapted to impart to an exiting shroud gas a radially outward component of velocity (Figure 54). T h e s h r o u d g a s p o rt i s pre fe ra bl y adapted to direct the exiting shroud gas in a radially outward direction (between 30° to about 90° with respect to the axis of the torch body). The torch includes an inner and an outer sleeve, circumscribing the torch, for defining in between a passage for the shroud gas, and the shroud gas port is positioned at, or near, the distal end of the passage. The torch typically includes a fume gas extraction port adapted to receive fume plume from an area surrounding the welding pool. The fume extraction port is ideally positioned radially intermediate (a) the shielding gas port and (b) the shroud gas port. The inner sleeve and the body of the torch define in between an extraction passage for fume plume extraction. 356 Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2010 the s hroud gas in s ome cir c u mstances. • The shielding gas flow rate may be about 5 to 50 l/min and the shroud gas flow rate about 1 to 50 l/min. The fume is preferably extracted from an intermediate location, between the heat source or shielding gas curtain and the shroud gas curtain, at a flow rate of around 5 to 50 l/min. Typically the fume gas extraction flow rate is similar to the shielding gas flow rate. Which the applicants have found is an order of magnitude less than the conventional fume extraction systems to provide the same degree of fume extraction. • Typically, the ratio of shroud gas flow rate to shielding gas flow rate is chosen to be 2:1 to about 3:1, while the ratio of fume extraction rate to shielding gas flow rate is about 1:1. • The shroud gas and shielding gas are generally supplied at room temperature, although this temperature is not critical. However, the shroud gas and/or the s hielding gas c a n b e cooled sufficiently to promote fume plume condensation. Cooling assists condensation of the metal vapour to a fine particulate material thereby allowing improved extraction efficiency. Furthermore, cooling the shroud/ shielding gas reduces the temperature of the exhausted gas. • An interesting opportunity can be achieved by mixing the shroud gas and/or shielding gas with a component reactive with the welding fumes and/ or a UV light absorbing component. The applicants have used a commercial GMAW torch adapted according to the patent and configured with a wire Φ = 1.2 mm, using Argoshield universal gas. Welding parameters have been chosen to have high fume generation with typical welding current set at 250 A and welding voltage at 32 V. The following distances have been used: • workpiece to torch nozzle distance = 22 mm; • workpiece to shroud gas curtain (radial jet) = 22 mm (for maximum efficiency) and = 32 mm (for weld pool visibility); • radial distance between welding wire to shroud gas curtain (radial jet) outlet = 40 mm; M. Marconi e A. Bravaccini - Capture efficiency of integral fume extraction torches for GMA welding - Part 2 inants . D ual or triple orifice openings remove 90 the fume plume 80 and related frag70 ments close to the 60 s ource, before 50 they have an 40 opportunity to 30 dissipate into the 20 atmosphere. Out 10 0 0.5 1 1.5 2 2.5 3 3.5 4 of pos ition Ratio shroud / exhaust flow rate welding may result in insuffiFigure 55 - Fume capture efficiency vs. ratio cient fume shroud to exhaust flow rate [18]. capture: for best results, weld in • better than 85% fume removal was the optimal positions with nozzle oriachieved with 22 mm radial jet stand fices directly placed over the welding off. process. The optimum shroud gas flow rate The compact size of the components appears to be a function of the shielding eliminates the need for a large fume gas flow rate, which is preferably 2:1 to extraction hood to cover the entire about 3:1. Further, the fume gas is welding area that would require addipreferably extracted at a rate equivalent tional lighting and block access to the to the rate flow of shielding gas production area from overhead cranes (Figure 55). In other words, a significant for loading/unloading of components. portion of the shielding gas (bearing the The capture unit is small enough to be fumes) is extracted by fume gas extracpositioned nearby without interference tion port and the shroud gas is mostly and is easily maintained. lost to atmosphere. The welding torch capture device Typical set-up for test performed by mounts to most welding torch model Norrish and his team are: configurations and includes all the hoses • shroud gas flow rate = 30 l/min and attachments required for operation. • shielding gas flow rate = 15 l/min The components are small enough not to • fume gas extraction rate = 15 l/min. interfere with the cleaning process of automated torch cleaners on robotic 3.3.5 Robotic torches welding systems and the replacement or The new welding torches for fume servicing of consumables (i.e. welding capture at source [3, 47] are compact in torch nozzles and electrode tips). design and can be used on both manual Torch capture device components of or robotic welding. Their collection both models include: • collector nozzle, attached to welding nozzles (Figure 56) are strategically torch neck and incorporating the located above the welding nozzle for fume nozzle collection holes; optimum capture of the welding contam30 l/min 35 l/min Capture efficiency [%] Shielding gas = 25 l/min • extended hose collector tubes, connecting the mounting brackets to the torch fume collector nozzle; • mounting brackets, attaching collector hose to welding torch with hose clamp; • suction hose, flexible dual hose in as s orted lengths depen d i n g o n required reach of robot or manual welder; • hose reducer, converting dual suction hos es into one hos e ad a p t o r f o r attaching to collection unit vacuum hose. 4. Conclusions There are often problems associated with using conventional local exhaust ventilation hoods to control welding fume in the breathing zone of the welder. The extraction hood requires continual re-positioning to keep it close to the arc. This readjustment is often thought by the welder to affect productivity, as it is an extra operation, and is therefore often not fully performed. Integral fume extraction torches appear to be an attractive alternative to the use of an exhaust hood mounted on a conventional LEV device. However, there are problems with their application and use, as outlined in this report. Capture efficiency of fume extraction torches mainly depends upon: • correct specification, selection and adjustment of extraction nozzle on the torch; • efficient maintenance of the torch, including the fume extracting nozzle; • welding position; • weld joint configuration; • performance of fume collecting unit; • environmental conditions, e.g. draughts, confined workplace, etc. Fume extraction Nozzle orifices a) Photo courtesy of Rimrock-Wolf Robotics Inc. - USA b) Photo courtesy of Aspirmig Srl - Italy Figure 56 - Fume exhaust torches for robotic applications. Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2010 357 M. Marconi e A. Bravaccini - Capture efficiency of integral fume extraction torches for GMA welding - Part 2 There is a need to maintain a fine balance between extract air and shielding gas flow rates, especially for torches using a direct capture path. The goal is to achieve a good control of welding fume without stripping away the shielding gas, thus putting at risk weld quality. This is a delicate balance, sometimes hard to manage because shielding gases can often be stripped away due to draughts in and around the workplace, thus influencing fume capture capability. The effectiveness of on-torch extraction is influenced significantly by workplace and workpiece factors. As welding fume is hot and therefore buoyant in ambient air, the angle at which the welding gun is held is of critical importance. This is also largely dictated by the nature and configuration of the workpiece. The nozzle to workpiece distance is also important to the system balance in that it determines the distance between the arc and the extraction openings; if this distance is too great, fume may escape and limit the effectiveness, and if the distance is too small, then the gas shield may be affected. An excessive stick-out distance will also influence the performance of the extraction system. Where space or access is limited, a bulky torch sometimes cannot be positioned close enough to the work- piece. The operator may try to overcome this by using excessive stick-out dist a nc e s wi th cons equent effects on extraction efficiency. The present status of capture efficiency of integral fume extraction torches emerging from this survey, is strongly affected by the three principal ways in which the operator holds the welding tool: 1. Horizontal weld - The torch is held overhand and almost vertically above the weld, in the path of fume movement. In this position the fume extraction nozzle will be best sited to extract fume. Capture efficiencies on level horizontal plates can be in excess of 90%, although in practice this figure is not achieved. Capture efficiency for a horizontal weld on the inside of an angle formed between a horizontal and vertical plate, is in the order of 10% to 15% lower. Welding on external corners gives least effective capture reducing as radii decrease. 2. Vertical weld - Where components are in the vertical plane, the angle of the welding torch to the components would typically vary between 50 degrees to 80 degrees (the torch nozzle would be nominally horizontal to the weld). The capture efficiency falls from about 90% to 10% because the torch is held at an angle where the fume extraction nozzle is not in the path of the welding fume. 3. Overhead weld - The torch is held vertical below the weld. When welding overhead, fume is often observed rising at such a rate that it is not captured by the on-torch extraction system. Required ventilation flow rates typically quoted in the literature for torch with indirect capture path are in the range from 60 m 3 /h to 100 m 3 /h. These flow rates normally cannot be set higher as removal of the shielding gas may result. Flux cored electrode systems may be an exception to this rule as inert gas is not always used. Measured flow rates significantly below these levels have been found in torches provided with direct extraction path. Static pressures required are in the range 13 kPa to 20 kPa. Conventional extract fans do not provide sufficiently high suction for on-torch systems, and multistage exhausters or positive displacement pumps are needed. Extraction units are generally sized according to the maximum number of work stations expected to be operating at any one time. A properly designed system will take account of the range of operating conditions, i.e. maximum and minimum inlets required. References [1] [2] [3] [4] [5] [6] [7] [8] [9] EC funded Collective Research Project, Contract N. CT-2005-516336, Economically welding in a healthy way (ECONWELD) - Project website: http://www.ewf.be/econweld/ Escala S., Nooij M., Quintino L.: «Economically welding in a healthy way», EWF Document, 1st South East European Welding Congress, Timisoara, Romania, May 2006, pp. 244-251. Download at: www.ewf.be/media/publications/A22.pdf Aspirmig Srl, Turin, Italy - Download at: www.aspirmig. com Caruggi M., Nilberto A.: «Welding investigation and optimisation by means of Computational Fluid Dynamics», IIW Doc. VIII-2041-07, International Institute of Welding, 2007. Colombo F.: «Ergonomics in welding: experimental results in industrial cases», IIW Doc. VIII-2040-07, 2007. Srinivas S.D., Mukund K., Arun M.: «Computational modelling and simulation of Buoyant Plume Dynamics», 2nd International Congress on Computational Mechanics and Simulation (ICCMS), 2006, Coimbatore, India. Fiore S.R.: «Reducing exposure to Hexavalent Chromium in Welding Fumes», Welding Journal, August 2006, vol. 85, no. 8, pp. 38-42. American Conference of Governmental Industrial Hygienists (ACGIH), Industrial Ventilation - A Manual of Recommended Practice, 2nd Edition, 1995, Cincinnati (USA). Brandt A.: «Industrial Health Engineering», John Wiley & Sons, 1947, New York (USA), pp. 71. ➠ segue 358 Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2010 M. Marconi e A. Bravaccini - Capture efficiency of integral fume extraction torches for GMA welding - Part 2 [10] Olander L., Conroy L., Kulmala I., Garrison R.: «Industrial ventilation - Design guidebook», vol. 1, Chapter 10, Academic Press, 2001, San Diego (USA), pp. 809-1022. [11] EN ISO 15012-1:2004 “Health and safety in welding and allied processes - Requirements testing and marking of equipment for air filtration - Part 1: Testing of the separation efficiency for welding fume”. [12] EN ISO 15012-2:2008 “Health and safety in welding and allied processes - Requirements, testing and marking of equipment for air filtration - Part 2: Determination of the minimum air volume flow rate of captor hoods and nozzles”. [13] prEN ISO 15012-3:2006 “Health and safety in welding and allied processes - Requirements, testing and marking of equipment for air filtration - Part 3: Determination of the capture efficiency of welding fume extraction devices using tracer gas”. [14] Schlüter J.: «Welding torch, International Application», Patent no. US 4,284,873, August 1981. [15] Troyer W. E., Wildenthaler L.F.: «Fume extracting welding gun nozzle, International Application», Patent no. US 3,798,409, March 1974. [16] Mann R.N. : «Nozzle structure in welding gun, International Application», Patent no. US 5,015,822, May 1991. [17] Knoll B., Moon A.M.M.: «Welding torch with inverse extraction, International Application», Patent no. US 6,380,515, April 2002. [18] Cooper P., Godbole A., Norrish J.: «Apparatus and method for welding, International Application», Patent no. WO 2007/106925 A1, September 2007. [19] Berufsgenossenschaftliches Institut für Arbeitsschutz - BIA: Focus on BIA’s work. N.: 0150 - Welding fume extraction devices - Requirements and standardization, Sankt Augustin, Germany, 11/2003. [20] Marsteau S.: «Fumées de soudage - Evaluation des équipments de traitement des gaz - Welding fumes - Assessment of gas treatment equipment», Cahier de notes documentaires de l’INRS (France), 2007, ND 2264, no. 206, pp. 29-38 (in French). [21] Cornu J.C., Muller J.P., Guélin J.C.: «Torches aspirantes de soudage MIG/MAG - Méthode de mesure de l’efficacité de captage - Etude de paramètres d’influence - MIG-MAG welding torches with fume exhaust devices - Exhaust efficiency measurement method - Study of relevant parameters», Cahier de notes documentaires de l’INRS (France), 1991, no. 145, pp. 663-669 (in French). [22] Wildenthaler L., Cary H.B.: «A progress report on fume extracting system for gas metal arc welding unit», Welding Journal, September 1971, pp. 623-635. [23] Wiehe A.E., Cary H., Wildenthaler L.: «Application of a smoke extracting system for continuous electrode welding», Welding Journal, June 1974, pp. 349-361. [24] Kollman K.G.: «Solving the problem of GMAW fume extraction», Welding Journal, August 1973, pp. 504-508. [25] Welding gun also extracts smoke, Canadian Welder and Fabricator, May 1972, pp. 32-33. [26] The GMA smoke extracting gun, Welding Journal, June 1972, vol. 51, no. 6, pp. 419-420. [27] Head I.W.: «Integral fume extraction in MIG/CO2 welding», Metal Construction, December 1979, pp. 633-638. [28] Aastrup P.: «Influence of MIG-gun fume extraction systems on concentration of welding fume, concentration of ozone and optical radiation», Danish Welding Institute Report (Svejsecentralen) 30.1.78. Contribution to GSP 5510, The Welding Institute, Doc. No. 5510/29. [29] Wangenen H.D.V.: «Assessment of selected control techniques for welding fumes», NIOSH report no. 79-125, January 1979. [30] Wright R.R.: «Fume removal for semi-automatic welding», International Conference on Exploiting Welding in Production Technology, The Welding Institute, London, April 1975, pp. 109-117. [31] Perrault G., Lazure L., Nguyen V.H., Létourneu C.: «Efficacité du captage des fumées de soudage par les torches aspirantes de type MIG-MAG - Welding-Fume collection efficiency of MIG-MAG aspirating welding guns», Rapport de recherche R-073, IRSST, Québec, Janvier 1993, 12 p. [32] Nguyen V.H., Normand M.C., Huot L., Lazure L., Létourneau C.: «Évaluation biomécanique de différents pistolets de soudure - Biomechanical evaluation of different welding guns», Rapport de recherche, IRSST, Québec, Oct. 1990 (in French). [33] Nguyen V.H., Létourneu C.: «Ventilation par extraction à la source : les pistolets de type MAG et MIG - Ventilation by at source extraction: MAG and MIG welding guns», Rapport de recherche, IRSST, Québec, 1990, 20 p. (in French). [34] Yapp D., Lawmon J., Castner H.: «Development of lightweight fume extraction welding gun», National Shipbuilding Research Program SP-7 Final Report, Edison Welding Institute, May 2001, 46 p. ➠ segue Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2010 359 M. Marconi e A. Bravaccini - Capture efficiency of integral fume extraction torches for GMA welding - Part 2 [35] AWS Standard F1.2, Laboratory Method for Measuring Fume Generation Rates and Total Fume Emission of Welding and Allied Processes, 1999. [36] AIAA Guide for the verification and validation of computational fluid dynamics simulations. AIAA G-077-1998, American Institute of Aeronautics and Astronautics, Cleveland, Ohio (USA). [37] Saito H., Ojima J., Takaya M., Iwasaki T., Hisanaga N., Tanaka S., Arito H.: «Laboratory measurement of hazardous fumes and gases at a point corresponding to breathing zone of welder during a CO2 arc welding», Industrial Health, 2000, vol. 38, no. 1, pp. 69-78. [38] Ojima J., Shibata N., Iwasaki T.: «Laboratory evaluation of welder’s exposure and efficiency of air duct ventilation for welding work in a confined space», Industrial Health, 2000, vol. 38, no. 1, pp. 24-29. [39] Ojima J.: «Performance of a fume-exhaust gun system in CO2 arc welding», Journal of Occupational Health, 2006, no. 48, pp. 207-209. [40] Iwasaki T., Fujishiro Y., Kubota Y., Ojima J., Shibata N.: «Some engineering countermeasures to reduce exposure to welding fumes and gases avoiding occurrence of blowholes in welded material», Industrial Health, 2005, no. 43, pp. 351-357. [41] Sutherland R.A.: «Exposure to fumes and gases during welding operations», Ph.D. Thesis, University of Deakin, Australia, 1998, 278 p. [42] Slater G.R.: «Welding fume plume dispersion», Ph.D. Thesis, University of Wollongong, Australia, 2005, 225 p. [43] Cooper P., Hunt G.: «Experimental investigation of impinging axisymmetric turbulent fountains», 15th Australasian Fluid mechanics Conference, Sydney, Australia, 13-17 December 2004. [44] Norrish J., Slater R., Cooper P.: «Particulate fume plume distribution and breathing zone exposure in Gas Metal Arc Welding», International Conference on Health and Safety in Welding and Allied Processes, Copenhagen, 9-11 May 2005. [45] Godbole A., Cooper P., Norrish J.: «Computational fluid dynamics analysis of on-torch welding fume extraction», Australasian Welding Journal, 2007, vol. 52, no. 35, pp. 34-42. [46] Cooper P., Godbole A., Norrish J.: «Modelling and simulation of gas flows in arc welding - Implications for shielding efficiency and fume extraction», Soldagem Insp. São Paulo, Brasil, Oct/Dec. 2007, vol. 12, no. 4, pp. 336-345. [47] Wolf Robotics Inc., Columbus, Ohio - Form No. 1271-2, 2007 - Download at: www.rimrockcorp.com. Sommario Efficienza della captazione dei fumi delle torce per saldatura MIG/MAG ad aspirazione integrale - Parte 2 Il progetto europeo Econweld ha identificato, come necessità prioritaria di ricerca, lo sviluppo di una torcia per la saldatura GMAW, con estrazione fumi incorporata, leggera ed ergonomica. Il presente resoconto è stato realizzato in risposta a questa esigenza. La captazione dei fumi all’origine è il metodo più efficiente per eliminare i fumi di saldatura dall’ambiente di lavoro ed in particolare dalla zona respiratoria del saldatore. Quando, in officina, viene utilizzata una torcia aspirante, la produttività del lavoratore può essere incrementata del 20%, risultante da una minor incidenza delle assenze per malattia e da un migliore grado di soddisfazione dei dipendenti. Inoltre, quando viene utilizzato un sistema di captazione dei fumi all’origine può essere ottenuto un significativo risparmio energetico rispetto ad un sistema di ventilazione generale. In questo lavoro è stato tenuto conto dello stato dell’arte sulle torce aspiranti esistenti e dei requisiti per il miglioramento delle prestazioni in termini di peso, flessibilità d’uso e capacità aspirante con particolare enfasi alla torcia ad aspirazione integrale sviluppata nell’ambito del progetto europeo Econweld. Attraverso una panoramica storica dell’evoluzione delle torce ad aspirazione integrale, sono stati analizzati i recenti metodi per valutare la loro efficienza di captazione; sono stati esaminati i recenti sviluppi delle torce aspiranti sia per la loro migliorata efficienza sia per la valutazione della migliorata funzionalità ergonomica. In questo lavoro viene inoltre descritto brevemente l’approccio CFD (Computational Fluid Dynamics) al fine di modellizzare il pennacchio dei fumi e l’efficienza della captazione con risultati validati da prestigiose istituzioni scientifiche. 360 Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2010 ASSOCIAZIONE CULTURALE STORIA E TECNICA DEL MOTORISMO DA COMPETIZIONE Valorizzare il tuo mondo è la nostra missione La prima ed unica associazione culturale composta da tecnici professionisti, delle competizioni motoristiche sportive Via Tanari, 68/a - 40024 Castel S. Pietro Terme Tel. 051 948002 - Fax 051 324394 [email protected] www.assomotoracing.it IIS Didattica Caratteristiche di impiego degli elettrodi per la saldatura TIG * Generalità sul processo TIG La saldatura ad arco con elettrodo infusibile e protezione di gas inerte (comunemente chiamata più brevemente TIG, dalla denominazione inglese Tungsten Inert Gas) è un processo di saldatura autogena in cui il calore è prodotto da un arco che scocca tra un elettrodo che non si consuma (detto quindi infusibile) ed il pezzo da saldare, come schematicamente mostrato nella Figura 1. Le caratteristiche dell’elettrodo utilizzato sono, dal punto di vista applicativo, un aspetto determinante per il funzionamento del processo; in termini generali esso è di tungsteno o leghe di tungsteno, cioè di materiale ad altissima temperatura di fusione, le cui ottime proprietà di emissione termoionica vengono sfruttate per facilitare il funzionamento dell’arco elettrico. La saldatura viene eseguita portando a fusione i lembi del pezzo da saldare, realizzando il giunto eventualmente anche con bacchette o fili di materiale d’apporto. L’elettrodo, il bagno, l’arco, il materiale d’apporto e le zone adiacenti del pezzo sono protetti dalla contaminazione atmosferica da un flusso di gas (o miscela) inerte effluente dalla torcia. Alla stessa arriva il cavo della corrente, il tubo d’adduzione del gas di protezione e, talvolta, anche l’acqua per raffreddarne l’estremità, c he è es pos ta all’irradiazione termica dell’arco. Tra gli effetti del- l’impiego di un elettrodo infusibile, si segnala che la saldatura può essere eseguita per i piccoli spessori senza materiale d’apporto (Fig. 2); quando invece questo è utilizzato, si ha sempre un ottimo controllo del bagno grazie alla buona visibilità dello stesso ed all’assenza di fenomeni di trasferimento metallico nell’arco. Il processo si adatta inoltre a qualsiasi posizione di lavoro e può essere applicato anche su materiali base di pochi decimi di millimetro di spessore. Il processo è comunemente utilizzato nella versione manuale (Fig. 3), ma esistono anche versioni automatiche per particolari applicazioni (come ad esempio la saldatura circonferenziale di Elettrodo Torcia Flusso di gas di protezione Generatore Pezzo da saldare Figura 1 - Principio di funzionamento della saldatura TIG. * Figura 2 - Arco TIG. Redazione a cura della Divisione FOR - Formazione e insegnamento dell’Istituto Italiano della Saldatura - Genova. Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2010 363 Caratteristiche di impiego degli elettrodi per la saldatura TIG Figura 3 - Saldatura TIG con metallo d’apporto (Cortesia LINDE GAS). tubazioni con tecnica orbitale o l’esecuzione di giunti tubo - piastra). Modalità di funzionamento del processo Dal punto di vista tecnologico, in base al materiale saldato ed alle giunzioni realizzabili si possono considerare differenti modalità di funzionamento del processo; esse costituiscono un criterio fondamentale per la scelta dell’elettrodo ed anche della geometria che deve essere conferita all’elettrodo stesso. Saldatura in corrente continua Le applicazioni in corrente continua sono generalmente in polarità diretta (elettrodo al negativo) per sfruttare appieno l’emissività dell’elettrodo e garantire un arco dal funzionamento estremamente stabile. Soltanto recentemente sono state sviluppate anche applicazioni del processo in modalità automatica con trasmissione del calore per contatto diretto (Key-Hole TIG o K-TIG), con l’ottenimento di penetrazioni elevate (sino a 14 mm) in passata singola grazie all’impiego di configurazioni di macchina particolari che consentono l’uso di correnti molto elevate (sino a circa 1000 A) in corrente continua e polarità diretta (Fig. 4). La preparazione dell’elettrodo per l’uso in polarità diretta (in entrambi i casi suddetti) è tipicamente conica allo scopo di garantire una buona emissione di elettroni; essa è eseguita con modalità e geometrie che verranno definite più avanti. L’applicazione del processo con corrente continua e polarità inversa (elettrodo al 364 Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2010 Figura 4 - Saldatura K- TIG. positivo) ed elettrodi di diametro elevato nella saldatura delle leghe di alluminio e magnesio per la realizzazione di giunti su elementi di piccolo spessore è oramai caduta in disuso, in quanto soppiantata dall’impiego dell’alimentazione in corrente alternata modulata e sbilanciata. Saldatura in corrente alternata Il TIG in corrente alternata è utilizzato nella saldatura delle leghe di alluminio e magnesio per sfruttare l’effetto di sabbiatura ionica (cioè di frantumazione degli ossidi superficiali di alluminio o magnesio ad opera degli ioni positivi che costituiscono parte delle particelle gassose in moto nell’arco elettrico) durante la semionda con elettrodo al positivo e per garantire maggiore penetrazione ed il raffreddamento dell’elettrodo durante la semionda con elettrodo al negativo. In funzione degli spessori e delle caratteristiche dei generatori impiegati può e sse re c onveniente utilizzare anche l’alimentazione in corrente alternata (detta anche a polarità variabile) e onda dissimmetrica o sbilanciata, regolando il bilanciam e nt o t ra fas e con elettrodo al positivo ed al negativo, ottenendo pertanto il bilanciamento tra gli effetti di pene- trazione e sabbiatura ionica (Fig. 5). Nella saldatura in corrente alternata l’elettrodo viene preparato tagliato di netto; durante la saldatura è necessario che esso assuma forma emisferica per garantire un adeguato funzionamento dell’arco elettrico, che altrimenti avrebbe un numero maggiore di punti di innesco e sarebbe dunque irregolare (Fig. 6). Tipologie di elettrodi in tungsteno Il tungsteno è un elemento metallico (W) che ha temperatura di fusione di 3410 °C, temperatura alla quale emette una grande quantità di elettroni; la sua funzione è, infatti, quella di costituire un elettrodo per il mantenimento stabile dell’arco, in condizioni di temperatura a cui è possibile sfruttare l’effetto termoionico. Figura 5 - Esempio di forma d’onda per l’alimentazione in corrente alternata con onda sbilanciata. Caratteristiche di impiego degli elettrodi per la saldatura TIG Preparazione Durante la saldatura Figura 6 - Caratteristiche geometriche dell’elettrodo prima e durante la saldatura in CA. Tuttavia questo metallo è particolarmente reattivo, in quanto realizza facilmente un ossido (WO3) con temperatura di fusione di 1473 °C; conseguentemente non è possibile utilizzare una miscela ossidante nella saldatura. L’effetto termoionico è legato alla temperatura raggiunta in modo esponenziale; pertanto, sono stati messi a punto elettrodi additivati con ossidi che ne innalzano la temperatura di fusione, allo scopo di incrementare l’effetto termoionico, la stabilità dell’arco e consentire l’impiego di correnti maggiori a parità di diametro. Tali ossidi possono essere presenti in modo disperso all’interno dell’elettrodo, oppure contenuti in una striscia laterale; in quest’ultimo caso, l’uso è limitato all’applicazione in corrente alternata, poiché l’affilatura dell’elettrodo, necessaria per il funzionamento in corrente continua, ne escluderebbe la presenza in corrispondenza della punta. Sebbene esistano differenti tipi di ossidi contenuti (torio, cerio, lantanio, zirconio ed altri) è importante sottolineare che le caratteristiche operative sono molto simili e che modeste differenze possono essere rilevate solo in condizioni limite, come ad esempio con correnti molto basse o molto elevate. Elettrodi di tungsteno (W) puro Gli elettrodi di tungsteno puro possono essere usati nella saldatura di acciai e, con una punta opportunamente affilata, quando è necessario ottenere una penetrazione stretta. Essi vengono usati in tutte le applicazioni che richiedono densità di corrente non eccessivamente alta, in quanto hanno bassa resistenza alla contaminazione (maggiori rischi di avere cospicue inclusioni di tungsteno nel deposito); per contro, sono gli elettrodi meno costosi. Essi garantiscono inoltre un funzionamento abbastanza regolare nella saldatura in corrente alternata; per la forma più regolare che assume la punta dell’elettrodo e per il basso costo, sono quelli principalmente utilizzati per la saldatura delle leghe di alluminio e di magnesio. Elettrodi di tungsteno addizionato con ossido di torio (ThO2) L’ossido di torio (detto anche toria) è caratterizzato da un basso lavoro di estrazione (cioè bassa energia necessaria per l’emissione di elettroni) e da un’elevata temperatura di fusione. Come è possibile notare nella Figura 7, questi elettrodi sono caratterizzati da una maggiore emissione di elettroni a parità di temperatura e quindi garantiscono il funzionamento stabile dell’arco anche a valori di temperatura più bassa. Confrontati con il tipo precedente al tungsteno puro, gli elettrodi toriati sopportano quindi densità di corrente più elevate, sia perché hanno temperatura di fusione superiore, sia perché restano più freddi per la minore resistenza elettrica in corrispondenza dell’interfaccia con Figura 7 - Effetto della temperatura sulla emissione di elettroni. l’arco. Conseguentemente hanno una vita più lunga (Fig. 8), sono meno deteriorabili e riducono il rischio di inclusioni di tungsteno. Questi elettrodi sono tipicamente utilizzati nella saldatura in corrente continua, poiché mantengono facilmente la punta acuminata; inoltre, la presenza del torio facilita l’innesco dell’arco. Sono invece sconsigliati per la saldatura in corrente alternata, a causa della geometria irregolare assunta dalla punta dell’elettrodo in questa particolare condizione. È infine importante rilevare che il torio è un elemento debolmente radioattivo e potenzialmente pericoloso per l’organismo. Studi sperimentali hanno dimostrato inequivocabilmente che non sussiste rischio per il saldatore o l’operatore durante la saldatura in corrente continua, mentre le polveri metalliche che si sviluppano durante il rifacimento della punta sono da ritenersi pericolose ed è pertanto necessario svolgere queste operazioni con opportune precauzioni (molatura con apparecchiature dedicate o sotto al dispositivo di aspirazione dei fumi). Elettrodi di tungsteno addizionato con ossido di cerio (CeO2) Questi elettrodi sono stati prodotti a partire dagli anni ’80 in seguito agli allarmismi derivanti dalle caratteristiche di radioattività del torio. Le proprietà dell’ossido di cerio (detto anche ceria) sono di principio equiva- Figura 8 - Confronto tra il consumo di elettrodi in tungsteno puro e toriati. Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2010 365 Caratteristiche di impiego degli elettrodi per la saldatura TIG Figura 9 - Elettrodi lantaniati preparati per la saldatura con corrente continua. lenti a quelle del torio, anche se caratterizzate da minore temperatura di fusione e maggiore lavoro di estrazione. A differenza di quest’ultimi, però, gli elettrodi ceriati possono essere utilizzati anche in corrente alternata. Elettrodi di tungsteno addizionato con ossido di lantanio (La2O3) Questi elettrodi, caratterizzati dalla presenza di ossido di lantanio (detto lantania), hanno caratteristiche molto simili a quelle degli elettrodi ceriati. Particolarmente interessante può essere l’elettrodo che contiene il 2% di ossido, che è quello in cui si registra il minore contenuto di tungsteno (in volume) rispetto a tutti gli elettrodi disponibili. Queste condizioni lo pongono tra gli elettrodi con prestazioni maggiori, sia in termini di regolarità d’arco e facilità d’innesco, sia in termini di capacità di sopportare elevate correnti (Fig. 9). Elettrodi di tungsteno addizionato con ossido di zirconio (ZrO2) Sono utilizzati quando le condizioni di funzionamento sono critiche per gli elettrodi di tungsteno puro (discrete densità di corrente) e per gli elettrodi al torio (corrente alternata di densità troppo bassa); sono pertanto impiegati generalmente nella saldatura manuale, con medio-bassa densità di corrente alternata per la saldatura delle leghe di alluminio e di magnesio. Anche economicamente sono posti a livello intermedio tra i tipi precedenti e l’elettrodo di tungsteno puro. 366 Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2010 Figura 10 - Elettrodi con ossidi di ittrio al 2%. Altri tipi di elettrodo Sono disponibili sul mercato altri tipi di elettrodo rispetto a quelli descritti finora, ad esempio contenenti altri elementi (come ossidi di ittrio o di magnesio), da soli o in aggiunta ad altri ossidi. Si tratta in genere di composizioni speciali, messe a punto per specifiche applicazioni (Fig. 10). Forma dell’elettrodo La forma delle estremità dell’elettrodo ha fondamentale importanza sulla stabilità dell’arco e sulla penetrazione della saldatura, principalmente per il diverso effetto di contrazione magnetica dell’arco sull’estremità stessa, che dipende dal valore della densità di corrente (l’autostrizione è più elevata per un elettrodo appuntito che per un elettrodo a punta semisferica, in quanto l’arco risulta concentrato su una regione più piccola del pezzo). In termini del tutto generali, per la saldatura in corrente continua la punta dell’elettrodo deve essere preparata secondo una geometria conica, con altezza del cono terminale compresa tra 1.5 e 2.5 volte il diametro. Più specificatamente, la forma dell’elettrodo manifesta una modesta influenza sulla forma della penetrazione, che può essere associata ai due fenomeni seguenti: • la sezione trasversale dell’arco (e quindi la densità di energia corrispondente) è legata alla sezione dell’elettrodo che raggiunge temperature di elevata emissività cui corrisponde la posizione della macchia catodica; pertanto, maggiore è la lunghezza della parte appuntita minore è la sezione dell’elettrodo interessata e dunque la densità di potenza (e la penetrazione) risulta incrementata; • la direzione degli elettroni è legata all’inclinazione della superficie di emissione; pertanto, all’aumentare Figura 11 - Effetto della geometria dell’elettrodo sulla penetrazione ottenuta in saldatura a punti, in protezione di argon puro (150 A in CCPD, 2 secondi di tempo). Caratteristiche di impiego degli elettrodi per la saldatura TIG della lunghezza della punta si hanno superfici maggiormente inclinate e dunque un arco meno concentrato e minore penetrazione. Essendo i due fenomeni contrastanti, la soluzione ideale consiste in un compromesso che deve essere valutato anche in relazione all’accuratezza della preparazione e dello stato di usura dell’elettrodo, con particolare riferimento alla lunghezza della sua estremità che non risulta appuntita. A tal proposito, si può fare riferimento alla Figura 11 che mostra la geometria del cordone ottenibile con angolazioni della punta differenti e con lunghezze della parte non appuntita pari a 0.125 mm (preparazione molto accurata) e a 0.5 mm (preparazione poco accurata o stato di usura avanzato): si noti in particolare che nel primo caso si ottiene la massima penetrazione con un angolo di preparazione di 75° mentre nel secondo caso la massima penetrazione si ha con 60°. Si segnala, infine, che è pratica assai diffusa quella di utilizzare elettrodi additivati con ossidi e valori di densità di corrente relativamente bassi (ad esempio elettrodo toriato al 2% con diametro 2.4 mm con correnti di circa 90-100 A) allo scopo di ridurre gli interventi di ripristino ed i rischi di inclusioni; in Saldatura in corrente continua Saldatura in corrente alternata Figura 12 - Confronto tra le punte di elettrodi per saldatura in corrente continua ed alternata. questo caso l’elettrodo deve essere particolarmente appuntito. Nella saldatura in corrente alternata, invece, l’estremità dell’elettrodo viene preparata piatta; questa fonde leggermente al calore dell’arco e assume una forma semisferica che è quella desiderata per una buona saldatura (Fig. 12). Inoltre, utilizzando elettrodi di tungsteno additivati con ossidi, la cui particolare composizione chimica comporta maggiore temperatura di fusione, si verifica che la forma dell’estremità durante il funzionamento non assume geometria semisferica e anche se la densità di corrente è eccessiva, l’estremità fusa assume un profilo assai irregolare. Una buona situazione di compromesso può essere ottenuta utilizzando elettrodi con striscia laterale additivata, che assumono in saldatura la stessa configurazione emisferica degli elettrodi di tungsteno puro e presentano inoltre le stesse buone caratteristiche emissive degli elettrodi additivati. Metodi di preparazione dell’elettrodo Poiché la geometria della punta dell’elettrodo influisce significativamente sulle caratteristiche della saldatura, è opportuno ricorrere a sistemi adeguati per la sua preparazione; inoltre, se la superficie del cono non è perfettamente liscia si rischia una certa instabilità d’arco. L’operazione di affilatura viene generalmente eseguita con opportune mole, come ad esempio quella rappresentata nella Figura 13. Tale operazione deve essere eseguita in modo che l’asse dell’elettrodo sia perpendicolare all’asse di rotazione della mola (Fig. 14) in modo che le striature prodotte facilitino l’emissione di elettroni nella direzione dell’elettrodo e quindi influenzino favorevolmente la regolarità dell’arco; diversamente (Fig. 15) si produrrebbero una serie di Figura 14 - Affilatura dell’elettrodo (corretta). Figura 13 - Dispositivi per la preparazione dell’elettrodo. Figura 15 - Affilatura dell’elettrodo (non corretta). Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2010 367 Caratteristiche di impiego degli elettrodi per la saldatura TIG TABELLA I - Classificazione secondo norme EN ISO 6848 e AWS A 5.12 degli elettrodi per la saldatura TIG. Elettrodo EN ISO 6848 Tipo Elemento aggiunto* Percentuale indicativa Classificazione Puro -- -- WP EWP Ceriato Cerio (Ce) 1.2 ÷ 2.2 WCe 20 EWCe-2 0.8 ÷ 1.2 WLa 10 EWLa-1 1.3 ÷ 1.7 WLa 15 EWLa-1.5 Lantaniato Toriato Zirconiato Lantanio (La) Torio (Th) Zirconio (Zr) Colore** indicativo AWS A5.12 Classificazione*** 1.8 ÷ 2.2 WLa 20 EWLa-2 0.8 ÷ 1.2 WTh 10 EWTh-1 1.7 ÷ 2.2 WTh 20 EWTh-2 2.8 ÷ 3.2 WTh 30 Non prevista 0.15 ÷ 0.50 WZr 3 EWZr-1 0.7 ÷ 0.9 WZr 8 Da specificare Colore** indicativo Non prevista Non prevista EWG NOTE: * Elementi aggiunti sotto forma di ossidi. ** I colori riportati sono da considerarsi indicativi, a causa delle variazioni cromatiche possibili durante il processo di stampa. *** Sono da rilevare piccole differenze tra la classificazione EN ISO e quella AWS, tali da considerare la corrispondenza soltanto indicativa. TABELLA II - Valori di corrente raccomandati (basato su AWS A 5.12). Diametro elettrodo Elettrodo negativo Elettrodo positivo Puro Additivato 1 10÷75 10÷75 1.6 40÷130 60÷150 10÷20 10÷20 2.4 120÷220 150÷250 15÷30 3.2 160÷310 225÷330 20÷35 4 275÷450 350÷480 35÷50 5 400÷625 500÷675 6.4 575÷900 750÷1000 striature concentriche che possono provocare instabilità dell’arco. In alternativa a questo sistema sono usati talvolta sistemi chimici, che consistono nell’immergere la punta dell’elettrodo in un bagno di nitrato di sodio. L’azione di erosione di questo composto è uniforme sulla superficie e inserendo più volte l’elettrodo è possibile ottenere una forma adeguata alla saldatura. Si sottolinea ancora una volta che nel caso della saldatura in corrente alternata (come per le leghe di alluminio e di magnesio), l’operazione di affilatura è fortemente sconsigliata, a causa della maggiore temperatura dell’elettrodo; in questi casi la punta dovrà essere tagliata di netto e si vedrà comunque formarsi una “goccia” di tungsteno sulla superfi- 368 Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2010 Puro Additivato Corrente alternata Corrente alternata squilibrata Puro Additivato Puro Additivato 15÷45 15÷60 15÷55 15÷70 50÷80 65÷110 45÷90 60÷125 15÷30 90÷130 120÷200 80÷140 120÷210 20÷35 150÷180 150÷230 140÷190 140÷250 35÷50 180÷230 240÷320 180÷260 240÷350 50÷70 50÷70 250÷300 300÷420 240÷350 330÷460 70÷125 70÷125 340÷420 420÷550 325÷450 450÷600 Sconsigliato cie dell’elettrodo, a testimoniare l’elevata temperatura raggiunta. Onde evitare il deposito di inclusioni nel bagno, è comunque opportuno utilizzare valori di corrente inferiori al caso della saldatura in corrente continua (si veda la Tabella II) e, se possibile, usare torce raffreddate ad acqua. Classificazione degli elettrodi La classificazione degli elettrodi è basata sulla presenza di ossidi non metallici presenti nella composizione chimica della bacchetta. Tali ossidi possono essere presenti in modo uniformemente disperso o sotto forma di striscia laterale. Le norme di riferimento più diffuse sono la EN ISO 6848:2005 “Saldatura e taglio ad arco - Elettrodi infusibili di tungsteno - Classificazione” e la AWS A 5.12 “Specification for Tungsten and Tungsten Alloy Electrodes for Arc Welding and Cutting”; le classificazioni sono abbastanza simili e sono rappresentate da un anello colorato riportato sulla bacchetta e corrispondente alla singola tipologia. La Tabella I riporta una sintesi delle caratteristiche degli elettrodi con riferimento ad entrambe le classificazioni, mentre nella Tabella II sono riportati i valori di corrente consigliati in funzione del diametro e tipo di elettrodo e della modalità di saldatura. Scienza e Tecnica Presente e futuro del controllo UT: tecnica TOFD La tecnica ultrasonora avanzata denominata T.O.F.D., acronimo di Time Of Flight Diffraction, risale ai primi anni ’90 e nel tempo è stata messa a punto e utilizzata con apparecchiature dedicate. L’impiego di tale tecnica è in forte espansione, come dimostrano la stesura di riferimenti normativi quali la UNI EN 583-6 “Prove non distruttive - Esame ad ultrasuoni - Parte 6: Tecnica a diffrazione del tempo di volo come metodo di rilevamento e dimensionamento delle discontinuità” e la pubblicazione del Code Case 2235 “Use of Ultrasonic Examination in Lieu of Radiography”. Questa tecnica ha vantaggi come: • PoD (Probability of Detection) molto elevata, fino al 90%, abbinata a FRC ( Fa ls e C a ll Rat e ) mol t o basso rispetto alle tecniche tradizionali; • capacità di rilevare anche le discontinuità affioranti; • risulta poco influenzata dall’orientazione dei difetti; • permette un’elevata velocità di scansione. Il principio di questa tecnica si basa sull’interazione tra le onde ultrasonore e gli apici di una discontinuità: infatti quando onde ultrasonore intercettano un vertice (apice) di una discontinuità (avente caratteristiche di velocità e impedenza acustica diverse) si producono fenomeni di diffrazione, ovvero si generano onde diffratte il cui rilevamento rende possibile sia stabilire la presenza della discontinuità stessa, sia v al ut ar ne pos iz ione e dim ens ioni (altezza). La valutazione della dimensione in altezza è determinata da quello che si definisce “tempo di volo” dei segnali diffratti. Per poter applicare questa tecnica è necessario disporre di un trasmettitore e di un ricevitore ad ultrasuoni separati e posizionati in modo contrapposto. In assenza di discontinuità, a seguito dell’emissione di un impulso sonoro da par te del tr as m ettitore , s i g e n e ra un’onda che si propaga immediatamente sotto la superficie di contatto del pezzo in esame. Tale onda costituisce il primo segnale che arriva al ricevitore; un secondo segnale arriva dalla parete di fondo. I due segnali costituiscono, quindi, un riferimento rispetto allo spessore in esame. In presenza di una discontinuità, i segnali provenienti da questa dovrebbero giungere in un tempo intermedio tra il primo segnale e quello della parete di fondo (Fig. 1). Figura 1 - Segnali TOFD. Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2010 369 Scienza e Tecnica La differenza tra i tempi di volo dei due apici consente di valutare l’altezza della discontinuità. La rappresentazione del segnale ultrasonoro non è più la classica SCAN-A ma è una rappresentazione dedicata. In particolare i segnali ultrasonori ricevuti dallo strumento sotto forma di segnali in radiofrequenza sono rielaborati in una rappresentazione codificata in scala di grigi (almeno a sessantaquattro toni), come da Figura 2. È fondamentale sottolineare che le apparecchiature possono fornire questa rappresentazione grafica dei risultati sotto forma di documentazione da allegare al verbale di controllo, cosa di non poco conto considerando che in passato l a s c a r s a f i d u c i a n e i c o n f ro n t i d e l metodo ultrasonoro era proprio legata alla mancanza di un comprovante oggettivo dell’ispezione eseguita. La scansione con la tecnica TOFD è normalmente condotta con sistemi motorizzati anche se è possibile un’esecuzione condotta manualmente. I sistemi motorizzati hanno il vantaggio di consentire uniformità di movimentazione e possibilità di registrazione della posizione dei trasduttori. Il lettore potrebbe giustamente pensare “Se compro il TOFD ho risolti i miei problemi di controllo ultrasonoro?”; ciò non è corretto, dal momento che alle enormi potenzialità di tale tecnica fanno da contraltare limiti allo stato dell’arte attuale non ancora risolti, fra cui ad esempio: • Sono presenti due zone morte, una in corrispondenza della superficie di scansione ed una in corrispondenza del fondo del pezzo, che portano sempre più spesso ad abbinare questa tecnica con altre tecniche ultrasonore, come la tradizionale tecnica a riflessione di impulsi. • È utilizzabile solamente su geometrie semplici. 370 Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2010 Figura 2 - Tipica rappresentazione TOFD. A questo punto, è lecito domandarsi: “Dove il TOFD può aiutarci?”. Come già accennato, la tecnica “Timeof-Flight-Diffraction” è strumento potente e accurato per dimensionare difetti in un vasto range di applicazioni come metodo complementare alle tecniche più convenzionali: colossi mondiali nel campo del design e della fabbricazione di PWRs (Pressurised Water Reactors) consentono che i loro apparecchi, attualmente, vengano ispezionati sia in fase di fabbricazione sia periodicamente in servizio tramite tecnica TOFD. Altro esempio sono le ispezioni ultrasonore su “gas-cooled nuclear pressure vessels”, che negli ultimi anni sono state sostanzialmente modificate e le tecniche tradizionali sono state fortemente integrate con il TOFD. Nel settore nucleare molti altri componenti, come le tubazioni dei generatori di vapore, sono controllati con l’ausilio del TOFD. Il TOFD è anche utilizzato per determinare e dimensionare le cricche che si generano sulle superfici di apparecchi in pressione in temperatura, ad esempio utilizzati nell’industria della carta. Il TOFD soddisfa i requisiti necessari per le ispezioni su componenti delle piattaforme off-shore, con la possibilità, anche, di motorizzare ed isolare opportunamente il sistema per condurre l’ispezione di saldature di tubazioni immerse. In generale la tecnica viene ampiamente utilizzata nel settore del piping, dove il controllo di saldature circonferenziali in fase di fabbricazione in modalità automatica tramite tecnica TOFD, condotta con l’ausilio di un carrello motorizzato che es egue la s cans ione, forn i sc e elevata qualità e notevole risparmio di tempo. Ed il futuro?? I settori di espansione di questa tecnica sono i più svariati, solo per dare un’idea si può citare che nel Regno Unito, in seguito ad un grave incidente ferroviario, causato da uno stato di manutenzione dei binari non adeguato, si è potuto vedere come il controllo manuale tradizionale possa essere completato dalla tecnica TOFD per individuare difetti non visibili con le tecniche tradizionali. Pertanto, come sempre accade quando ci si trova davanti a nuove tecnologie, è opportuno non soppiantare le tecniche tradizionali consolidate ma, al tempo stesso, è doveroso approcciarsi con mentalità aperta e propositiva alle innovazioni per aumentare le nostre conoscenze, per incrementare il grado di confidenza e per trovare risposte sempre più precise ai problemi che si incontrano, ciò al fine di migliorare passo dopo passo la qualità della nostra vita. Dott. Ing. Sergio Picasso Divisione Formazione IIS IIS News Resoconto della riunione del Comitato Direttivo dell’IIS del 14 Aprile 2010 Presiede la riunione il Presidente dell’Istituto Dott. Ing. Ferruccio Bressani che, salutati i presenti e constatato il raggiungimento del numero legale dei membri, inizia i lavori alle ore 11.00. Vi e n e c h ia m a to a v e rbal i zzare , i n qualità di Segretario della riunione, il Dott. Ing. Mauro Scasso, Segretario Generale dell’Istituto. Viene introdotto il punto 1 dell’ O.d.G.: Approvazione dell’Ordine del Giorno. L’Ordine del Giorno viene approvato senza variazioni. Il Presidente passa quindi al punto 2 dell’O.d.G.: Approvazione del verbale della seduta precedente, tenutasi il 25.2.2010. Il verbale, già inviato ai membri del Comitato Direttivo, non è oggetto di osservazioni e, pertanto, viene approvato all’unanimità. I l P re s i d e n t e a f f ro n t a i l p u n t o 3 dell’O.d.G.: Esame ed approvazione del Bilancio dell’esercizio 2009, della Relazione della Presidenza sulla gestione 2009 e del Preventivo per l’anno 2010, al fine della presentazione al Consiglio Generale. Scasso illustra la Relazione della Presidenza, fornendo informazioni sulle attività svolte dalle varie Divisioni dell’Istituto e soffermandosi in particolare sull’analisi dei dati e dei parametri che hanno determinato il risultato di esercizio. Scasso continua con il progetto di Bilancio dell’esercizio 2009, illustrando lo Stato Patrimoniale, il Conto Economico e la Nota Integrativa, commentandone le voci più significative, fornendo informazioni sulla consistenza del personale in forza, sugli investimenti in immobilizzazioni materiali ed immateriali ed illustrando il Rendiconto Finanziario. Alla presentazione segue una breve discussione, nel corso della quale Scasso fornisce le informazioni richieste. Il Comitato Direttivo approva all’unanimità, per presentazione al Consiglio Generale, la Relazione della Presidenza e il progetto di Bilancio dell’esercizio 2009. Scasso continua con l’illustrazione del preventivo per l’anno 2010. Al termine il Comitato Direttivo approva all’unanimità, per presentazione al Consiglio Generale, il preventivo per l’anno 2010. Il Presidente ringrazia Scasso per l’illustrazione esaustiva e passa al punto 4 dell’O.d.G.: Approvazione della documentazione relativa alla partizione dell’Istituto. Scasso presenta il documento “Principi e linee guida per la partizione dell’Istituto Italiano della Sal datur a” , in cui s ono es pos ti le ragioni, le modalità ed i tempi della proposta partizione dell’Istituto medesimo in tre organizzazioni: una, con funzioni di holding, avente personalità giuridica di Associazione; la altre due, con personalità giuridica di S.r.l., dedicate rispettivamente alle attività di certificazione (IIS Cert) ed alle attività di service (IIS Service); sono altresì esposte alcune considerazioni circa il controllo, da parte dell’Istituto, delle Società di capitale possedute. Pinto, nella sua veste di Presidente del Collegio dei Revisori dei Conti, illustra altri tre documenti riguardanti: lo statuto delle Società di Capitale, le finalità e le procedure legate alle operazioni di conferimento dei due rami d’azienda dell’IIS, la sintesi dell’articolazione organizzativa e temporale del percorso finalizzato al perfezionamento delle operazioni di conferimento dei due rami d’azienda. Dopo approfondita discussione il Comitato Direttivo approva la documentazione presentata e conferma, in conformità alla Statuto dell’Istituto, la necessità di portare l’argomento alla considerazione del Consiglio Generale per la ratifica d’indirizzo. I l P re s i d e n t e i n t ro d u c e i l p u n t o 5 dell’O.d.G.: Applicazione del Sistema Integrato di Gestione (SGI). Bressani, nella sua veste di Presidente dell’Organismo di Vigilanza (OdV), illustra lo stato di avanzamento dell’implementazione del SGI, l’andamento del monitoraggio effettuato sul sistema dall’OdV, il piano di Auditing congiunto OdV/TIA (Team of Internal Auditing). Bressani riassume inoltre le risultanze degli audit effettuati (sulla base dei verbali degli stessi) e presenta l’elenco dei documenti em es s i o in via di em is si o n e a l 31/12/2009. Scasso presenta due documenti: il primo relativo agli aspetti di Sostenibilità Sociale riguardanti i comportamenti aziendali dell’Istituto; il secondo attinente le innovazioni organizzative e tecn o l o g i c h e n e l s e t t o re i n f o r m a t i c o (incluso il sistema informativo Labinf adottato dall’IIS) e della comunicazione, messe in atto dall’Istituto. Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2010 371 IIS News Scasso illustra infine una lettera, ricevuta dall’Ufficio per la Protezione dei dati personali in risposta ad un preciso quesito, che conferma la possibilità per l’Istituto medesimo di adottare la soluzione dell’autocertificazione in alternativa all’implementazione di un sistema di gestione. Il Comitato Direttivo prende atto con soddisfazione delle attività di implementazione del SGI, dei comportamenti virtuosi dell’Istituto nei confronti della Sostenibilità Sociale, delle innovazioni gestionali e tecnologiche messe in atto nei settori dell’informatica e delle comunicazioni, nonché della possibilità di autocertificazione nell’ambito della protezione dei dati personali concessa all’Istituto. I l P re s i d e n t e a f f ro n t a i l p u n t o 6 dell’O.d.G.: Potenziamento immobiliare dell’Istituto. Minetto prende la parola e, nella sua veste di responsabile degli Acquisti, illustra il contesto per cui è in via di finalizzazione l’acquisto dell’imm o b i l e s i t o i n V. l e Vi rg i l i o , 7 1 , i n Taranto, in conformità a precedenti decisioni del Comitato Direttivo medesimo. Il Comitato Direttivo prende atto con soddisfazione e ringrazia Minetto per la soddisfacente gestione del percorso d’acquisto. Il Presidente introduce il punto 7 dell’ O.d.G.: Attività dei Champion. Non essendovi alcuna informazione da comunicare al Comitato Direttivo, il Presidente passa al successivo punto 8 dell’O.d.G.: Ratifica delle nuove associazioni e presa d’atto dei Soci dimissionari. Scasso presenta al Comitato Direttivo la situazione aggiornata delle associazioni all’Istituto, riferendo che n el p e r io d o d a l 15/ 02/ 2010 al 13/04/2010 sono pervenute 17 richieste di associazione. Scasso riferisce ancora che nel periodo citato sono pervenute le dimissioni di 1 Socio Collettivo e di 4 Soci Individuali. I l P re s i d e n t e i n t ro d u c e i l p u n t o 9 dell’O.d.G: Manifestazioni e Pubblicazioni. Relativamente al primo semestre 2010 è stato messo a punto un calendario di numerosi seminari e/o convegni, alcuni dei quali all’interno di importanti manifestazioni fieristiche internazionali. Nel corso del 2010 è, inoltre, prevista la pubblicazione di due nuovi volumi tecnici e di cinque “technical report”. Il Presidente passa infine al punto 10 372 Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2010 dell’ O.d.G: Varie ed eventuali. Non essendoci argomenti da trattare, il Presidente ringrazia i presenti e chiude la riunione alle ore 13.00. Resoconto della riunione del Consiglio Generale dell’IIS del 3 Maggio 2010 Presiede la riunione il Presidente Dott. Ing. Ferruccio Bressani che, constatato il numero legale dei Membri, saluta i presenti ed apre i lavori alle ore 10.30. Il Presidente incarica il Segretario Generale, Dott. Ing. Mauro Scasso, di redigere il verbale della riunione. Si inizia col punto 1 dell’O.d.G.: Approvazione dell’Ordine del Giorno. Il Consiglio approva all’unanimità l’O.d.G. proposto. Il P re si d ente pas s a al punto 2 dell’O.d.G.: Approvazione del verbale della seduta precedente. Il verbale della ri uni one d el 4 Maggio 2009 viene approvato all’unanimità in quanto non sono state formulate osservazioni. Il P re si d ente pas s a al punto 3 dell’O.d.G.: Esame ed approvazione del Bilancio dell’esercizio 2009 corredato della Nota Integrativa e del Rendiconto Finanziario, della Relazione della Presidenza sulla gestione 2009, della Relazione del Collegio dei Revisori dei Conti e del Preventivo per l’anno 2010, per presentazione all’Assemblea dei Soci. Scasso presenta la Relazione della Presidenza ed il Bilancio 2009, illustrando lo Stato Patrimoniale, il Conto Economico, la Nota Integrativa ed il Rendiconto Finanziario, commentando le principali attività svolte dai vari settori dell’Istituto e fornendo informazioni sulla composizione del personale e sugli investimenti. Prende quindi la parola il Dott. Pinto, Presidente del Collegio dei Revisori dei Conti, che presenta e commenta la “Relazione del Collegio dei Revisori dei Conti sul Bilancio al 31 Dicembre 2009”. Terminate le esposizioni il Presidente chiede al Consiglio di approvare la Relazione della Presidenza ed il Bilancio dell’esercizio 2009, per presentazione all’Assemblea dei Soci. Il Consiglio approva all’unanimità. Scasso presenta e commenta il Preventivo 2010. Il Presidente ringrazia Scasso per le indicazioni fornite e chiede al Consiglio Generale di approvare il Preventivo 2010, per presentazione all’Assemblea dei Soci. Il Consiglio approva all’unanimità. I l P re s i d e n t e a f f ro n t a i l p u n t o 4 dell’O.d.G.: Individuazione ed approvazione delle linee di indirizzo, da affidare al Comitato Direttivo, per le delibere rilevanti ai fini delle prospettate operazioni di conferimento dei due rami d’azienda. Scasso presenta il documento “Principi e linee guida per la partizione dell’Istituto Italiano della Saldatura”, in cui sono esposti le ragioni, le modalità ed i tempi della proposta partizione dell’Istituto medesimo in tre organizzazioni: una, con funzioni di holding, avente personalità giuridica di Associazione; la altre due, con personalità giuridica di S.r.l., dedicate rispettivamente alle attività di certificazione (IIS Cert) ed alle attività di service (IIS Service); sono altresì esposte alcune considerazioni circa il controllo, da parte dell’Istituto, delle Società di capitale possedute. Pinto, nella sua veste di Presidente del Collegio dei Revisori dei Conti, illustra altri tre documenti riguardanti: lo statuto delle Società di Capitale, le finalità e le procedure legate alle operazioni di conferimento dei due rami d’azienda dell’Istituto, la sintesi dell’articolazione organizzativa e temporale del percorso finalizzato al perfezionamento delle operazioni di conferimento dei due rami d’azienda. Dopo breve discussione il Consiglio Generale approva all’unanimità i contenuti della documentazione presentata e decide di affidare al Comitato Direttivo la gestione delle prospettate operazioni di conferimento dei due rami d’azienda, nei tempi così come proposti. I l P re s i d e n t e i n t ro d u c e i l p u n t o 5 dell’O.d.G.: Determinazione delle quote di associazione relative al 2011. Scasso presenta le quote di associazione propos te per il 2011, che prevedo n o u n modesto aumento rispetto ai valori attuali, fermi da tempo, giustificato dall’evolvere dell’inflazione. Il Consiglio Generale approva all’unanimità. Il Pres idente pas s a al pu n t o 6 dell’O.d.G.: Varie ed eventuali. Non essendovi alcun ulteriore argomento da trattare, né richieste d’intervento, il Presidente ringrazia i presenti e chiude la riunione alle ore 12.00. IIS News Assemblea Generale dei Soci dell’IIS Pubblichiamo qui di seguito un estratto del verbale dell’Assemblea Generale dei Soci che ha esaminato la Relazione sull’attività svolta dall’ Istituto nel 2009, il Bilancio dell’esercizio 2009 e la relativa Relazione del Collegio dei Revisori dei Conti. *** Il giorno 3 Maggio 2010 alle ore 12.00, presso la Sede dell’Istituto, si è riunita, a seguito di regolare invito, in seconda convocazione, essendo la prima convocazione andata deserta, l’Assemblea ordinaria dei Soci. Presiede il Dott. Ing. Ferruccio Bress a n i , P re s i d e n t e d e l l ’ I s t i t u t o , c h e chiama a verbalizzare, in qualità di Segretario della riunione, il Dott. Ing. Mauro Scasso. Alle ore 12.00 il Presidente dà inizio ai l a v o r i c o n il s e gue nt e Ordi ne de l Giorno: 1. Presentazione, per approvazione, del Bilancio dell’esercizio 2009, corredato della Nota Integrativa e del Rendiconto Finanziario, della Relazione della Presidenza sulla gestione 2009, nonché della Relazione del Collegio dei Revisori dei Conti. 2. Presentazione, per approvazione, del Preventivo 2010. 3. Informativa circa le delibere assunte dal Consiglio Generale e dal Comitato Direttivo a riguardo delle operazioni di conferimento di due rami aziendali. I l P re s i d e n t e i n i z i a c o n i l p u n t o 1 all’O.d.G. e dà la parola a Scasso che presenta la Relazione della Presidenza sulla Gestione 2009 ed espone il Bilancio dell’Esercizio, corredato dalla Nota Integrativa e dal Rendiconto Finanziario. *** La Relazione suddetta ed il Bilancio 2009 sono pubblicati a pagina 283 del presente numero della Rivista. *** Successivamente il Presidente dà la parola al Presidente del Collegio dei Revisori dei Conti, Pinto, che espone la Relazione del Collegio con riferimento al Bilancio 2009. *** La Relazione suddetta è pubblicata a pagina 297 del presente numero della Rivista. A l t e r m i n e i l P re s i d e n t e r i n g r a z i a Scasso e Pinto e propone all’Assemblea l’approvazione del Bilancio 2009 già approvato dal Consiglio Generale. L’Assemblea all’unanimità approva il Bilancio 2009 e la Relazione della Presidenza con la proposta di destinazione dell’utile in essa contenuta. Il Presidente passa quindi al punto 2 dell’O.d.G. dando nuovamente la parola a Scasso il quale presenta il Preventivo per l’anno 2010 già approvato dal Consiglio Generale. Al termine il Presidente chiede all’Assemblea l’approvazione del Preventivo per l’anno 2010. L’Assemblea all’unanimità approva. I l P re s i d e n t e i n t ro d u c e i l p u n t o 3 dell’O.d.G. e chiede a Scasso di presentare il documento “Principi e linee guida per la partizione dell’Istituto Italiano della Saldatura”, in cui sono esposti le ragioni, le modalità ed i tempi della proposta partizione dell’Istituto medesimo in tre organizzazioni: una, con funzioni di holding, avente personalità giuridica di Associazione; la altre due, con personalità giuridica di S.r.l., dedicate rispettivamente alle attività di certificazione (IIS Cert) ed alle attività di service (IIS Service); sono altresì esposte alcune considerazioni circa il controllo, da parte dell’Istituto, delle Società di capitale possedute. Il Presidente chiede a Pinto, nella sua veste di Presidente del Collegio dei Revisori dei Conti, di illustrare altri tre documenti riguardanti: lo statuto delle Società di Capitale, le finalità e le procedure legate alle operazioni di conferimento dei due rami d’azienda dell’Istituto, la sintesi dell’articolazione organizzativa e temporale del percorso finalizzato al perfezionamento delle operazioni di conferimento dei due rami d’azienda. Al termine della presentazione il Presidente ringrazia Scasso e Pinto per la chiarezza dell’esposizione e chiede ai presenti se vi sono richieste di ulteriori chiarimenti. L’Assemblea si dichiara soddisfatta dell’informazione ricevuta. Non es s endovi altr i a rg o me n t i all’O.d.G., il Presidente ringrazia i partecipanti e chiude la riunione alle ore 13.00. Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2010 373 Pubblicazioni IIS - Novità 2010 Saldatura e controllo di tubi e raccordi di polietilene per il convogliamento di acqua, gas ed altri fluidi in pressione - IV Edizione Argomenti di carattere generale e specifico per la preparazione all’esame teorico per il conseguimento della certificazione secondo UNI 9737 Questa nuova edizione, conforme ai requisiti della norma suddetta e revisionato sulla base delle nuove norme e dei dispositivi di legge riguardanti l’evoluzione dei materiali base e dei procedimenti di saldatura applicabili, fornisce un'utile guida rivolta sia agli operatori che ai quadri tecnici, per meglio comprendere le caratteristiche del polietilene e le tecniche di saldatura che possono essere impiegate nella messa in opera delle condotte. Indice 1. 2. 3. 4. 5. 6. 7. 8. 9. 10. 11. 12. 13. 14. Divisione PRN Maura Rodella Lungobisagno Istria, 15 16141 GENOVA Tel. 010 8341385 Fax 010 8367780 Email: [email protected] www.weldinglibrary.com www.iis.it Introduzione sulle materie plastiche Il polietilene Tubi e raccordi in polietilene per il trasporto di gas e di altri fluidi in pressione Modalità di trasporto, movimentazione e stoccaggio di tubi e raccordi in polietilene Processi di giunzione delle tubazioni in polietilene Processo di saldatura ad elementi termici per contatto di giunti testa a testa Processo di saldatura ad elementi termici per contatto di giunti a bicchiere (a tasca) Processo di saldatura per elettrofusione Qualifica delle procedure di saldatura Giunzioni smontabili Il controllo della qualità nella messa in opera delle tubazioni in polietilene Igiene e sicurezza: principi generali La manutenzione delle reti gas in PE: principi generali Caratteristiche costruttive e modalità di manutenzione delle saldatrici ad elettrofusione e ad elemento termico 2010, 172 pagine, Codice: 101014, Prezzo: € 65,00 Soci IIS - Membri IIS Club, Prezzo: € 52,00 In memoria Sono trascorsi ormai 25 anni dalla scomparsa dell’Ing. Bortolini ed ancora, come per altre, poche, personalità che hanno fatto la storia della saldatura in Italia, e dell’Istituto in particolare, il suo ricordo è ancora vivo tra coloro che hanno avuto la fortuna di conoscerlo e, ancor più, di lavorare con lui. Tutti coloro che lo hanno conosciuto hanno sentito molto la sua scomparsa e ne rimpiangono oltre che le doti professionali, la dirittura morale, la semplicità e la generosità d’animo mostrate in numerose occasioni; di carattere apparentemente burbero, era una persona gentile e disponibile. Nonostante gli importanti incarichi amministrativi assegnatigli come Vice Segretario Generale dell’Istituto, non ha mai smesso di esercitare un’appassionata ed estremamente qualificata attività tecnica che gli ha procurato la stima e l’amicizia dei committenti, dei costruttori, dei colleghi e dei collaboratori, contribuendo così grandemente a dare all’Istituto quell’impronta di serietà e competenza tecnica che ancor oggi lo contraddistingue. Per questo e per tante altre motivazioni che sarebbe troppo lungo elencare, l’Istituto ricorda con piacere e con affetto uno dei suoi più rilevanti leader e coglie l’occasione per intitolare all’Ing. Bortolini l’Aula Maggiore della Formazione della Sede di Genova. ***** Il 15 Giugno 1985 è mancato il Dott. Ing. Mario Bortolini,Vice Segretario Generale e Direttore della Divisione Tecnica 2 dell’Istituto. L’Ing. Bortolini era nato a Merano l’8 Novembre 1922; laureatosi in ingegneria industriale metalmeccanica presso l’Università di Padova nel 1949, era entrato all’Istituto nel 1952, dopo un tirocinio in metallurgia all’Istituto Siderurgico Finsider e un breve servizio presso lo Stabilimento ILVA di Bagnoli. La Sua carriera tecnica si è svolta pertanto essenzialmente nell’ambito dell’Istituto, di cui ha seguito, in origine, tutte le attività. Diplomatosi come Schweissfachingenieur a Duisburg, dopo un corso di perfezionamento seguito presso il Deutsche Verband fiir Schweisstechnik (l’Istituto tedesco della saldatura), dal 1955, cioè dall’inizio dello sviluppo dei servizi di sorveglianza ed assistenza tecnica dell’Istituto, si era occupato di tale attività, seguendone particolarmente i settori più difficili e più delicati, come impianti petrolchimici, raffinerie, centrali termoelettriche, oleodotti e gasdotti. Promosso Dirigente nel 1968, continuò a coordinare e dirigere l’attività suddetta su scala nazionale, finché nel 1975 venne nominato Vice Segretario Generale e Direttore della Divisione Tecnica che riguardava gli studi, la ricerca, il laboratorio, la formazione professionale e la qualificazione dei procedimenti di saldatura, dei saldatori e degli operatori PND. Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2010 375 seatec 9 SEATEC AWARDS COMPOTEC QUALITEC DESIGN AWARD components production & furniture QUALITEC TECHNOLOGY AWARD ABITARE LA BARCA Targa Rodolfo Bonetto 16/18 Febbraio 2011 Carrara seatec 9 compotec RASSEGNA INTERNAZIONALE TECNOLOGIE, SUBFORNITURA E DESIGN PER IMBARCAZIONI, YACHT E NAVI www.sea-tec.it CarraraFiere Viale Galileo Galilei, 133 54033 Marina di Carrara (MS) RASSEGNA INTERNAZIONALE COMPOSITI & TECNOLOGIE CORRELATE www.compotec.it [email protected] [email protected] SEATEC E’MEMBRO DI: 3 ORGANIZZATORE: CON IL PATROCINIO DI: REGIONE TOSCANA Tel. +39 0585 787963 Fax +39 0585 787602 SPONSOR UNICO BANCARIO: GRUPPO BANCA CARIGE Cassa di Risparmio di Carrara S.p.A. Business on the Move PR O M OZ I ON E International Institute of European Welding Federation Notizie Licence contract between EWF and IIW governs education and certification November 24, 2009, has entered the annals of the welding and joining fraternity as the day which officially marked the “marriage” between the International Institute of Welding (IIW) and the European Welding Federation (EWF). On this historic occasion, the two major organizations signed a licence agreement whereby the IIW was granted non-exclusive rights within Europe and exclusive rights elsewhere to market, use and offer for sale EWF intellectual property for 20 years. Thus, the IIW now has the official green light in terms of qualification and certification and is authorized to market, sell and issue specialist certification in the fields of welding and allied joining technologies.The agreement was signed by IIW President, Prof. Dr.-Ing. Ulrich Dilthey and EWF President,Tim Jessop. The momentous event was the fruit of a longstanding collaboration between the IIW and the EWF, whereby the EWF and IIW Systems for Education, Qualification and Certification were to be merged. In 1997, the two organizations signed their first cooperation agreement towards the development of a single international system for education and qualification of welding personnel. The IIW’s International System for Education and Qualification of Welding Personnel is based on the harmonized European system for education and qualification of welding personnel. It is recognized worldwide and is supported by both industry and universal training and accreditation entities. By use of a single Guideline for each level of training, International Welding Engineer,Technologist, Specialist, Practitioner, Inspection Personnel and Welder the same qualification may be awarded in any country, a system administered and managed by the IIW’s International Authorization Board (IAB). An organization recognized by the national IIW Member is appointed as the Authorized National Body (ANB) for the supervision of the system in each country. Representatives from these ANBs form the Operational Management within the IAB and authorized IIW Assessors ensure conformity of each ANB to the agreed Rules. The IIW focuses as well on the certification of companies and personnel.The Manufacturers Certification System revolves around the standard ISO 3834: “Quality Requirements for Welding”. Compliance with this standard can positively influence turnover in domestic and foreign markets, since various welding-related operations are controlled so as to achieve desired quality consistently, thus guaranteeing global recognition of a company’s capabilities. A key requirement of this standard is the assurance that persons in positions of responsibility in welding are sufficiently competent to discharge their duties.This is achieved in association with the standard ISO 14731: “Welding Coordination - Tasks and Responsibilities”, where the IIW Education and Qualification system is referenced to. Via the IIW’s International System for Personnel Certification, individuals may work towards certificates as Certified International Welding Engineer (CIWE), International Welding Specialist (CIWS), International Welding Technologist (CIWT) and International Welding Practitioner (CIWP). Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2010 377 (5F@=5AC= =BICJ=@=B;I5;;= %98=5J5@I99P@ P 5;9BN=58=7CAIB=75N=CB97<9J5@CF=NN5 =@ 6IG= B9G G 89@@ P =AD F 9G 5 7C B GHF 5 H 9 ; = 9 65G 5 H9 GI@@9BICJ9H97BC@C;=99GI@8=;=H5@A5F?9H=B; CBB9GG=97F95H=J= CBB9GG=97F95H=J= +,*,!!,'*!!%%!&*! +*!,,-*(-$!!,P-!!'+,%( /%-$,!%!.&,! %!.$-GF@ % !.$-GF@ %%%% , Dalle Associazioni Indagine congiunturale 2010 dell’ANIMA Pressoché in linea con l’andamento registrato per gli altri settori industriali, anche per la meccanica varia rappresentata da ANIMA, pur in un clima di incertezza dei mercati internazionali, è proseguita nei primi tre mesi 2010 la lenta risalita verso la ripresa: l’indagine congiunturale condotta su un campione di 420 aziende ha confermato un generale miglioramento nell’indice di fiducia, anche se la fase negativa non è superata. Resta ancora notevole la distanza con i livelli produttivi pre-crisi. Gli ultimi dati trimestrali di inizio 2010 denotano una sostanziale continuità del lieve miglioramento tendenziale in atto al di là dei dati qualitativi; il dato più importante è la crescita dell’indice di ottimismo degli imprenditori del settore meccanica, in lieve ma costante miglioramento negli ultimi cinque trimestri. Ciò significa che le imprese stanno rea- gendo positivamente manifestando un cauto ottimismo che va oltre le difficoltà attuali di debolezza della domanda e carenza di finanza. È l’atteggiamento giusto - nel contempo risultato e aspettativa - per capire e contestualizzare la congiuntura presente, ma anche per affrontare con consapevolezza e determinazione le difficoltà-opportunità da superare e cogliere, pur tuttavia ben presenti per chi ha operato o sta operando con prudenza e vigilanza. ANALISI I TRIMESTRE 2010 Rispetto al IV trimestre 2009, il 32% delle aziende intervistate ritiene il fatturato aumentato, il 43% invariato, il 25% peggiorato. Anche il confronto con lo stesso trimestre del 2009 evidenzia una situazione ancora incerta in cui le risposte si ripartiscono pressoché uniformemente: 30% miglioramento, 35% stabilità, 35% peggioramento. Gli ordinativi, proseguendo nel trend del precedente periodo, sono ancora bassi: solo il 14% delle aziende li considera aumentati, mentre per più della metà si mantengono stabili. Il carnet ordini aumenta lievemente rispetto al precedente periodo, passando da 1.94 a 1.99 mesi di lavoro assicurato. Un tasto dolente permane l’occupazione, che sembra aver subito nel primo trimestre un’ulteriore, seppur lieve, contrazione: all’aumento indicato da una esigua percentuale di intervistati (9%) fa da contraltare un 12% di diminu- zione. Un segnale ancora rassicurante è costituito dalla quota di aziende che hanno lasciato invariato il numero dei propri dipendenti (79%). Rimane contenuto il livello di investimenti, che riproduce in modo quasi identico il trend evidenziato per il quarto trimestre 2009: 15% in aumento, 74% stabile, 11% in ribasso. Le aziende in questo periodo hanno dedicato i propri investimenti per la maggior parte a ricerca e sviluppo (35%) e formazione (34%). Seguono gli investimenti negli impianti (23%) e nell’internazionalizzazione. PREVISIONI II TRIMESTRE 2010 Le previsioni per il breve periodo sembrano orientate al rafforzamento del trend di ripresa: nel II trimestre 2010 il 37% delle aziende prefigura un rialzo produttivo, il 52% una s it u a zi o n e stabile, l’11% un calo. Anche le previsioni per il terzo trimestre sono ancora all’insegna di un cauto ottimismo, a riprova di un generale convincimento che la ripresa, seppure rimandata e ostacolata da fattori concomitanti, dovrebbe lentamente consolidarsi. ANALISI SETTORIALE Passando all’analisi di alcuni settori si evidenzia, per il comparto caldareria, rappresentata in ANIMA dall’Associazione Costruttori Caldareria UCC, che il 16% (il 29% per il mercato italiano) delle aziende partecipanti considera il Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2010 379 Dalle Associazioni proprio fatturato in crescita rispetto al IV trimestre 2009 e il 27% ritiene sia aumentato rispetto allo stesso trimestre d e l l ’ a n n o p re c e d e nt e . P e r quant o riguarda le previsioni a breve termine, il 24% delle aziende del campione si aspetta un fatturato in crescita nel II trimestre dell’anno. Il 48% delle aziende del valvolame bronzo e ottone, rappresentato dall’Associazione AVR federata in ANIMA, indica un aumento della produttività rispetto al periodo precedente e il 52% un aumento rispetto al I trimestre 2009. Meno buone le previsioni per il secondo trimestre: il saldo fra risposte positive e negative equivale a zero e sembra preva- 380 Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2010 lere la stabilità per il 52% delle aziende. Pressoché stabile (95%) anche occupazione e investimenti (90%). Per quanto invece attiene il valvolame industriale di AVR, anche se in generale le stime relative al primo trimestre sono ancora uniformemente improntate al negativo, si evidenzia un incoraggiante 30% di risposte per un aumento degli investimenti. Le aspettative nel breve periodo sono all’insegna di un’espansione produttiva per il 41% sui mercati esteri e di un ulteriore aumento del fatturato nel totale rispetto al primo trimestre per il 33% delle aziende. Il settore delle pompe, rappresentate in ANIMA da ASSOPOMPE, denuncia un rialzo del fatturato per il 33% dei casi. Molto confortanti le previsioni per il II trimestre 2010, con un 55% di risposte positive per un aumento della produzione e un aumento negli investimenti del 28%. Il 23% delle aziende del comparto serrature di ASSOFERMA, federata ANIMA, indica un’espansione dei livelli produttivi: da rilevare però che sul mercato nazionale la percentuale di risposte positive è raddoppiata (46%). Per il secondo trimestre si prefigura per il 36% delle aziende un aumento di fatturato sui mercati esteri e un 25% sul totale mentre prevale per il 63% degli intervistati la stabilità produttiva. Dalle Aziende Laser a fibra Messer Cutting & Welding Messer Griesheim Saldatura Srl ha presentato la gamma di impianti laser ad alta brillanza durante la fiera LAMIERA di Bologna, primaria nel settore della lavorazione dei materiali ferrosi e non. Progetto ormai collaudato ed in vendita in altri Stati, ora arriva nel nostro Paese con l’ambizione di ritagliarsi un settore di mercato soprattutto di alta gamma. Come tutti gli impianti Messer a taglio termico, la linea FIBERBLADE copre l’intera gamma dei formati, dal coils alla lamiera da treno, con la garanzia di una gestione completamente automatica del taglio con tolleranze nella norma. La testa da taglio Messer e l’esperienza raggiunta nella realizzazione di grandi impianti laser a 5 assi con sorgenti fino a 6000 W è stata riversata interamente in questa innovativa linea di prodotto, permettendoci di mantenere gli standard che contraddistinguono i nostri impianti. Dopo test approfonditi in produzione e presso clienti selezionati, si ottengono tagli di qualità anche su alti spessori, c o n c o n s u m i d i e n e rg i a r i d o t t i a l minimo. Al contrario della gran parte degli impianti ora sul mercato, la linea FIBERBLADE è stata realizzata per tutti gli spessori, con particolare attenzione per quelli medio-alti. La struttura a portale e la giusta dose di rigidità e velocità permettono di ottenere in totale sicurezza la continuità del taglio e la sua ripetibilità qualitativa con parametri certi. Il controllo dell’intero sistema avviene tramite il potente Controllo Numerico Messer Global Control, che gestisce direttamente anche la sorgente laser. Gli impianti FIBERBLADE nelle varie dimensioni sono previsti con cambio del banco di taglio automatico (shuttle) ed in opzione possono essere completati da sistemi di carico-scarico e magazzini lamiera. La visione della lavorazione in remoto tramite telecamera e gli automatismi riducono al minimo i tempi di carico ed allineamento, garantendo la sicurezza richiesta. MESSER GRIESHEIM Saldatura Srl Piazzale Stefano Turr, 5 - 20149 Milano Tel. 02 3655670.0 - Fax 02 3655670.8 [email protected] www.messer.it Le innovazioni tecnologiche distinguono il nuovo controllo di altezza torcia Hypertherm dagli altri controlli disponibili sul mercato Le carpenterie metalliche e i costruttori di macchine hanno oggi un nuovo strumento per migliorare la qualità di taglio e ridurre i costi di gestione: il nuovo controllo di altezza torcia Hypertherm ArcGlide®. Le migliorie tecnologiche lo rendono diverso da tutti gli altri controlli di altezza oggi disponibili in commercio. I vantaggi comprendono una migliore qualità di taglio, una durata ottimale dei consumabili, un aumento della produttività in termini di pezzi/ora fino al 100% e una struttura robusta, che consente di evitare tempi di fermo imprevisti. Il controllo di altezza torcia ArcGlide offre notevoli vantaggi in termini di prestazioni senza l’intervento dell’opera- Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2010 381 Dalle Aziende tore. La tensione dell’arco si regola in maniera automatica conformemente all’usura dei consumabili (operazione c h e g l i o p e r a t o r i d o v re b b e ro f a re manualmente, ma che spesso non fanno) in modo che questi durino quanto previsto. Nelle prove in laboratorio, i tecnici Hypertherm hanno rilevato che i consumabili durano di più quando la tensione dell’arco viene regolata in modo corretto; inoltre, essi hanno rilevato che la qualità di taglio globale è migliore e più costante, contribuendo a una maggiore redditività dell’azienda cliente. Le migliorie in termini di produttività vengono raggiunte attraverso una riduzione del tempo tra tagli successivi. Il programma di taglio e il controllo di altezza ArcGlide eseguono il lavoro abbinati, in modo da ridurre al minimo i movimenti non necessari della torcia tra le diverse sequenze di taglio, mentre la tecnologia Rapid Ignition™ consente di innescare la torcia non appena in posizione, riducendo ulteriormente i tempi morti. Nei test, il tempo totale tra i tagli si è ridotto fino all’80%; i pezzi tagliati in un’ora sono invece aumentati fino al 100%. Così come il controllo numerico Hypertherm EDGE Pro® di recente presentazione, ArcGlide è facile da installare e da usare. I cavi con codifica cromatica, dotati di connettori con inserimento guidato, collegano il controllo di altezza con il carrello torcia, il generatore plasma e il controllo numerico, mentre l’interfaccia utente semplice e i comandi di grandi dimensioni garantiscono che non vi sia confusione o incomprensione da parte dell’operatore. Le migliorie tecniche introdotte sul sistema ArcGlide sono visibili anche all’esterno dell’unità. È stata aggiunta una protezione esterna robusta e una meccanica completamente interna alla slitta, con due livelli di protezione per evitare che la polvere e le particelle metalliche possano penetrare al suo interno. È prevista anche una protezione per evitare che il metallo fuso provocato dallo sfondamento generi degli schizzi sul controllo. “Il nuovo ArcGlide rappresenta un notevole passo in avanti nel mondo dei controlli di altezza torcia”, ha dichiarato Peter Brahan, responsabile del team Hypertherm Automation. “Abbiamo ascoltato i nostri clienti e implementato le funzioni e le migliorie che ci hanno chiesto. Come risultato, siamo fiduciosi 382 Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2010 che il sistema ArcGlide possa contribuire al successo dei centri servizi - e all’ottenimento del massimo profitto nelle operazioni di taglio”. HYPERTHERM EUROPE B.V. Vaartveld, 9 4704 SE ROOSENDAAL (Olanda) Tel. +31 (0)165 596932 Fax +31 (0)165 596901 e-mail: [email protected] www.hypertherm.com/eu Nuova saldatrice portatile ESAB Caddy Mig C160i La caratteristica saliente della nuova Caddy Mig C160i è la sua semplicità di utilizzo. L’operatore deve semplicemente impostare lo spessore del materiale da saldare, tra 0.5 e 4 mm, e la macchina automaticamente regola i parametri di saldatura ottimali. Non è quindi necessario conoscere le correlazioni tra tensione, corrente, velocità del filo ed effettuare complicate regolazioni per ottenere ottimi risultati di saldatura. Un comando separato consente inoltre all’operatore di regolare la temperatura per ottenere un bagno di fusione più o meno caldo secondo le esigenze e le posizioni di saldatura. La saldatrice MIG portatile Caddy Mig C160i è stata ottimizzata per saldare con filo di acciaio da 0.8 mm. Adatta per lavori di montaggio, manutenzione e riparazione, sia in officina che in cantiere, la Caddy Mig C160i è compatta, leggera (11.4 kg) e robusta. Dispone di traina-filo integrato con alloggiamento predisposto per bobine di filo da 200 mm di diametro (peso circa 5 kg). La polarità può essere facilmente invertita per consentire la saldatura sia con fili pieni che con fili animati autoprotetti. La portatilità, una caratteristica importante della Caddy Mig C160i, è stata particolarmente curata, come si può notare dagli speciali alloggiamenti per i cavi che possono essere avvolti e trasportati insieme alla saldatrice in modo efficiente, facile e sicuro. La struttura utilizza materiali avanzati, che garantiscono leggerezza, lunga durata ed elevata resistenza agli urti. L’alimentazione può provenire dalla rete m onofas e a 220 V convenz io n a l e , oppure da un generatore di corrente. Questo significa che la Caddy Mig C160i può essere usata praticamente dappertutto. Grazie alla correzione part i c o l a r m e n t e c u r a t a d e l f a t t o re d i potenza (PFC) e all’attento studio delle armoniche durante la progettazione dei circuiti elettrici, la Caddy Mig C160i è in grado di utilizzare il 30% in più di energia dalla rete standard rispetto alle saldatrici convenzionali. Con ciclo di lavoro del 35% la macchina fornisce 150 A / 21.5 V, mentre con ciclo del 100% sviluppa ancora la notevole potenza di 100 A / 19 V. La gamma di regolazione di corrente spazia da 30 a 160 A e la velocità di alimentazione del filo può essere variata tra 2 e 11 m/min. La Caddy Mig C160i viene fornita completa di torcia con cavo da 3 m, cavo di alimentazione da 3 m, tubo di alimentazione per il gas di protezione da 4.5 m con fascetta di fissaggio e connettore ad attacco rapido, cavo di massa con morsetto e cinghia a tracolla per il trasporto. Per completare il kit, viene fornita anche una bobina contenente 1 kg di filo ramato ESAB per saldatura OK Autrod 12.51. ESAB Saldatura S.p.A. Via Mattei, 24 - 20010 Mesero (MI) Tel. 02 979681 - Fax 02 97289300 e-mail: [email protected] www.esab.it Dalle Aziende Orbitalum Tools, fornitore a 360 gradi di smussatrici/tagliatubi e saldatrici orbitali O r b ita lu m To o ls GmbH i n Si nge n, leader nel settore di macchine e utensili per la lavorazione orbitale di tubi, e Orbimatic GmbH in Busek, specialista dei sistemi di saldatura orbitale, sono ora un’unica realtà sotto il brand Orbitalum Tools GmbH. Teste di saldatura orbitale a camera chiusa Orbimatic, serie ORBIWELD. La fusione delle due aziende e l’ampliata gamma di prodotti rafforzano ulteriormente la posizione di Orbitalum Tools quale fornitore globale di soluzioni per la prefabbricazione industriale, l’installazione e la manutenzione di sistemi di tubazioni. Da un unico e storico fornitore avete la possibilità di ricevere assistenza e tutti gli strumenti necessari per il taglio di tubi, la smussatura per preparazione dei giunti di saldatura, fino alla saldatura orbitale stessa. Il marchio “Orbimatic” verrà mantenuto e implementato in seno a Orbitalum Tools GmbH come divisione dedicata agli strumenti di saldatura orbitale. ORBITALUM TOOLS GmbH Josef -Schüttler-Straße, 17 78224 Singen (Germany) Tel. +49 (0) 7731-792755 Fax +49 (0) 7731-792500 e-mail: [email protected] www.orbitalum.com La decima edizione di MECSPE presenta i saloni Automotive e Logistica - In concomitanza dei nove saloni tematici verrà riproposto anche Impianti Solari Expo Dal 24 al 26 Marzo 2011, presso Fiere di Parma, si aprirà la decima edizione di MECSPE, la fiera internazionale delle tecnologie di produzione organizzata da Senaf, che presenterà i nuovi saloni tematici Automotive e Logistica che andranno ad affiancarsi agli altri sette saloni - MECSPE, Eurostampi, Subfornitura, PlastixExpo, Control Italy, Motek Italy e Trattamenti & Finiture - e ad Impianti Solari Expo, il servizio di consulenza sulle energie rinnovabili per i tetti industriali. I numeri dell’edizione 2010 ed il relativo grado di soddisfazione riscontrato da espositori e visitatori sono il “termometro” che conferma il livello qualitativo raggiunto dalla manifestazione: 23.238 visitatori altamente qualificati, che testimoniano un incremento dell’8% rispetto all’anno precedente, ed un’offerta di oltre 1000 espositori rappresentano un risultato importante ed in controtendenza rispetto al panorama fieristico italiano. Questo traguardo è stato conseguito soprattutto grazie allo sforzo degli organizzatori nel cercare di capire ed anticipare le esigenze del mercato e delle imprese. Protagonista dell’edizione 2011 sarà il settore dell’Automotive che, secondo i dati dell’indagine condotta dal Centro Marketing di Milano sul totale dei visitatori dell’edizione 2010 di MECSPE (23.238), rappresenta il terzo settore di interesse dopo quello della costruzione macchine e della costruzione stampi. All’interno del salone Automotive tutti i subfornitori dell’industria automobilistica presenteranno i materiali, le tecnologie e le lavorazioni per la mobilità ed attraverso la Piazza della Mobilità Sostenibile saranno messe in luce le soluzioni tecnologicamente innovative per la produzione di mezzi elettrici e ad energie alternative per il trasporto di persone e merci, per una mobilità più economica, senza limiti e in rispetto dell’ambiente. L’altra novità di MECSPE è rappresentata dal focus sulla logistica, funzione che riveste un ruolo fondamentale in qualsiasi impresa. Il salone Logistica rappresenterà un’ottima opportunità per le aziende del settore che potranno rivolgersi in questo ambito al cliente “industria” che, data l’eterogeneità del settore merceologico di provenienza, si presenterà con le più articolate e differenti esigenze. Le soluzioni in esposizione all’interno del salone saranno: movimentazione, material handling, identificazione automatica, software gestionali, supply chain management, lean manufacturing, terziarizzazione. L’edizione del decennale vedrà anche il ritorno del salone biennale Trattamenti & Finiture, dedicato alle macchine, agli impianti ed ai prodotti per il trattamento e la finitura delle superfici, che sarà la vetrina per alcuni focus caratterizzanti, quali: abrasione, finitura, filtri, forni, galvanica, lavaggio industriale, metallizzazione, pompe, pretrattamento, processi chimici ed elettrochimici, prodotti chimici, pulitura, recupero e smaltimento prodotti, grassaggio, strumentazione e apparecchiature di controllo, smaltatura, trattamenti meccanici, trattamenti termici, verniciatura e sverniciatura, zincatura. Infine, dopo il successo della prima edizione, in concomitanza con MECSPE si svolgerà Impianti Solari Expo, l’unico evento italiano business to business focalizzato sulle energie rinnovabili per l’industria manifatturiera. Per favorire la diffusione della “cultura del fotovoltaico” verranno presentate le migliori soluzioni tecnologiche e finanziarie direttamente dalle principali a z i e n d e o p e r a n t i n e l s e t t o re d e g l i impianti fotovoltaici e dalle banche consentendo alle aziende di informarsi sulla possibilità di utilizzare al meglio il proprio tetto per produrre energia. Oltre all’esposizione, la peculiarità fondamentale della manifestazione è quella di offrire ai visitatori la possibilità di partecipare a vari momenti di approfondimento tecnologico e di confronto con gli espositori. Novità assoluta dell’edizione 2011 la possibilità offerta a tutti i visitatori di fissare in anticipo un incontro con gli espositori attraverso il sito www.mecspe.com. MY PR Via Ripamonti, 137 - 20141 Milano Tel. 02 54123452 - Fax 02 54090230 e-mail: [email protected] www.mypr.it Thermal Dynamics presenta il nuovo generatore Ultra-Cut 400 Il nuovo Ultra-Cut 400 è il più potente generatore della gamma Ultra-Cut per taglio al plasma di precisione. Disponibile sul mercato a partire dal prossimo mese di Luglio, il nuovo generatore è in Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2010 383 Dalle Aziende grado di produrre tagli di altissima qualità su acciaio al carbonio, inox ed alluminio. L’Ultra-Cut 400 utilizza la stessa torcia degli altri generatori della serie UltraCut e può essere fornito con la Consolle Gas Automatica per una integrazione totale con la maggior parte dei controlli numerici. È in grado di eseguire tagli di alta precisione in produzione continua fino a 50 mm e tagli di qualità con sfondamento dal pieno fino a 60 mm. Lo spessore massimo di taglio è 100 mm. Consumabili per il taglio di precisione a 400 Ampere su acciaio inox ed alluminio saranno disponibili al momento del lancio, mentre i consumabili da 400 384 Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2010 Ampere per il taglio su acciaio al carbonio saranno disponibili nel quarto trimestre 2010. Per tagli fino a 300 Ampere il generatore utilizza i consumabili della serie Ultra-Cut che garantiscono risultati di taglio ottimali sia su spessori sottili che spessi e su ogni materiale. Come gli altri impianti della stessa serie, anche l’Ultra-Cut 400 utilizza la tecnologia XTremelife® per una lunghissima vita dei consumabili nel taglio di acciaio al carbonio ed il processo Water Mist Secondary (WMS™) che garantisce velocità fino a 3 volte maggiori e costi irrisori nel taglio di acciaio inox utilizzando azoto e normale acqua del rubinetto. Il generatore è ideale per tagli inclinati (bevel) ed applicazioni robotizzate ed utilizza la torcia dedicata XTR, leggera, compatta e facilmente installabile su qualsiasi robot o testa rotante. Consumabili appositamente progettati per il taglio inclinato permettono tagli di qualità su una ampia gamma di spessori ed eccellente visibilità per il posizionamento e la programmazione. THERMADYNE ITALIA S.r.l. Via Bolsena, 7 20098 San Giuliano Milanese (MI) Tel. 02 36546801 - Fax 02 36546840 e-mail: [email protected] www.thermadyne.com Notiziario Letteratura Tecnica Performance Welding Handbook 2nd Edition Finch R., Minneapolis (USA) 2005, 2 1 0 x 2 7 0 m m , 160 pagi ne , ISB N: 0760321728, $ 25,95 Que st o vol um e , redatto in forma chiara e di facile comprensione anche per i non esperti del settore, è destinato principalmente a chi si occupa della fabbricazione, manutenzione e riparazione nel campo aeronautico e specialmente di aerei leggeri, automobilistico in particolare di vetture sportive destinate alle gare e nella produzione di telai per biciclette. Nei 12 capitoli di cui si compone il testo l’autore, esperto e specialista nel campo della saldatura, per molti anni consulente della NASA, illustra e descrive, con l’ausilio di numerose illustrazioni e foto a colori: l’applicazione ed il confronto tra i processi di saldatura TIG, MIG ed ossiacetilenica; la scelta migliore per ogni tipo di realizzazione di attrezzature e impianti di saldatura; i metodi più appropriati per la lavorazione delle superfici; gli attrezzi per il dimensionamento; la saldatura TIG delle strutture tubolari in acciaio 4130; la saldatura TIG dell’alluminio e del magnesio; la saldatura MIG degli acciai ed in particolare degli acciai inossidabili; la saldatura MIG dell’alluminio e del magnesio; la saldatura a gas degli acciai e specificatamente degli acciai inossidabili; la saldatura a gas dell’alluminio; il taglio al plasma; i requisiti di sicurezza necessari per i diversi processi di saldatura trattati nel volume. Quayside Publishing Group, 400 First Avenue North, Suite 300, Minneapolis, MN 55401 (USA). Fax: +1 (715) 294-4448 http://www.motorbooks.com Ponts en acier - Conception et dimensionnement des ponts métalliques et mixtures acier-béton Volume 12 Lebet J-P. e Hirt M.A., Lausanne (Svizzera) 2009, 195x246 mm, 608 pagine, ISBN: 978-2-88074-765-7, € 80,55 Quest’opera, volume dodicesimo, di una serie pubblicata dal « Tr a i t é d e G é n i e Civil» de l’Ecole Polytechnique Fédérale de Laus anne (Svizzera), riguarda i principi fondamentali della progettazione ed i metodi per il dimensionamento dei ponti in acciaio e misti acciaio/calcestruzzo. Il testo utilizza le nozioni di base illustrate nel volume 10, pubblicato in precedenza e dedicato alle nozioni fondamentali ed ai metodi di dimensionamento degli elementi costruttivi di carpenteria. Scopo principale di questa serie è quello di fornire gli elementi necessari ad una buona comprensione del comportamento fisico degli elementi strutturali e delle loro giunzioni, al fine di permettere il loro dimensionamento utilizzando modelli di calcolo realistici. L’attenzione si concentra in particolare sui ponti autostradali e pedonali, ma sono pure presi in esame specificatamente quelli ferroviari. Per queste strutture sono trattati in dettaglio gli aspetti della sicurezza strutturale con la resistenza alla fatica e l’idoneità per il servizio, compreso il comportamento dinamico. Il montaggio di strutture di carpenteria metallica e la messa in opera di elementi in cemento armato precompresso sono ampiamente discussi, evidenziando la loro influenza sulla progettazione e sul dimensionamento. La trattazione è divisa principalmente in cinque parti: la prima è un’introduzione generale sui ponti mentre la seconda è consacrata alla concezione e alla progettazione di elementi portanti e di dettagli costruttivi misti acciaio/calcestruzzo, la terza riguarda l’analisi ed il dimensionamento, la quarta descrive la concezione specifica e le particolarità di altri tipi di ponti: ferroviari, passerelle pedonali e Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2010 385 Notiziario ciclabili, infine la quinta ed ultima comprende un esempio di calcolo numerico riferito ad un ponte misto acciaio/calcestruzzo; in essa sono illustrate le fasi più importanti per l’analisi strutturale ed il dimensionamento al fine di concretizzare le verifiche necessarie. Numerosi esempi numerici completano gli argomenti trattati al fine di illustrare al meglio le applicazioni pratiche. I riferimenti normativi, serviti di base ai principi di dimensionamento utilizzati in questo testo, sono quasi esclusivamente rappresentati dalle norme svizzere SIA, pur non mancando numerosi cenni agli Eurocodici, nell’intento di indirizzare i possibili lettori nella direzione della nuova generazione di norme impiegate in futuro da tutti i paesi europei compresa la Svizzera. Il contenuto del testo, frutto della decennale esperienza degli autori acquisita durante l’insegnamento di questa materia, è redatto in forma semplice e facilmente comprensibile anche ai meno esperti e rappresenta un insieme di conoscenze fondamentali, arricchite notevolmente dai risultati di lavori internazionali di ricerca. Presses Polytechniques et Universitaires Romandes, EPFL - Rolex Learning Cen t e r, C a s e p o s tal e 119, 1015 Lausanne (Svizzera). Fax: +41 (0)21 693 40 27 http://www.ppur.org Le nuove N.T.C. 2008 Guida pratica - Come cambia la progettazione strutturale Biondi A., Palermo 2010, 173x247 mm, 181 pagine, ISBN: 978-88-7758-915-6, € 30,00 Il testo propone la trattazione completa di tutti i nuovi concetti e parametri che le Norme Tecniche per le Costruzioni (D.M. 14 Gennaio 2008) propongono e l’approfondimento delle novità introdotte dalla nuova normativa sul panorama della progettazione strutturale. Frequenti riferimenti e confronti con le ormai superate consuetudini progettuali (D.M. 16 Gennaio 1996) consentono al 386 Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2010 lettore di cogliere immediatamente le differenze fra i due approcci normativi, rendendo più agevole la comprensione e le conseguenze applicative delle neointrodotte nozioni di “prestazione strutturale”, “cerniera plastica”, “classe di duttilità”, “gerarchia delle resistenze”, ecc. Tutti gli argomenti trattati non scadono mai nel campo prettamente matematicoformulistico, che poco interessa al tecnico operativo, ma vengono presentati in termini concreti, sottolineando fondamentalmente quali sono le conseguenze puramente pratiche della loro applicazione. I temi sviluppati su questo volume riguardano fondamentalmente aspetti validi per tutte le tipologie strutturali (cemento armato, acciaio, muratura), ma dettagliati approfondimenti sono dedicati soprattutto alle opere in cemento armato. Il volume è completato da un allegato fotografico contenente una serie di immagini ritratte dallo stesso autore nel capoluogo e nei comuni limitrofi dell’Aquila, dopo il terremoto dell’Aprile 2009. Le foto, opportunamente descritte e commentate, propongono i danni subiti da numerose strutture a causa dell’azione sismica subita, fornendo un ulteriore riscontro pratico dei concetti precedentemente trattati. Dario Flaccovio Editore, Via Croce Rossa, 28, 90144 Palermo. Fax: 091 525738 http://www.darioflaccovio.it Codici e Norme Norme nazionali Italia UNI EN 1708-1 - Saldatura - Tipi fondamentali di collegamenti saldati in acciaio - Parte 1: Componenti in pressione (2010). UNI EN ISO 2560 - M a t e r i a l i d i apporto per saldatura - Elettrodi rivestiti per saldatura manuale ad arco di acciai non legati e a grano fine - Classificazione (2010). UNI ISO 4306-2 - Apparecchi di sollevamento - Vocabolario - Parte 2: Gru mobili (2010). UNI ISO 4306-3 - Apparecchi di sollevamento - Vocabolario - Parte 3: Gru a torre (2010). UNI ISO 4306-5 - Apparecchi di sollevamento - Vocabolario - Parte 5: Gru a ponte e a portale (2010). UNI EN ISO 5821 - Saldatura a resistenza - Punte intercambiabili di elettrodi per la saldatura a resistenza a punti (2010). UNI EN 10283 - Getti in acciaio resistenti alla corrosione (2010). UNI EN 10305-1 - Tubi di acciaio per impieghi di precisione - Condizioni tecniche di fornitura - Parte 1: Tubi senza saldatura trafilati a freddo (2010). UNI EN 10305-2 - Tubi di acciaio per impieghi di precisione - Condizioni tecniche di fornitura - Parte 2: Tubi saldati trafilati a freddo (2010). UNI EN 10305-3 - Tubi di acciaio per impieghi di precisione - Condizioni tecniche di fornitura - Parte 3: Tubi saldati calibrati a freddo (2010). UNI EN 10305-5 - Tubi di acciaio per impieghi di precisione - Condizioni tecniche di fornitura - Parte 5: Tubi saldati calibrati a freddo di sezione quadrata e rettangolare (2010). UNI EN 12668-1 - Prove non distruttive - Caratterizzazione e verifica delle apparecchiature per esame ad ultrasuoni Parte 1: Apparecchi (2010). UNI EN 12668-2 - Prove non distruttive - Caratterizzazione e verifica delle apparecchiature per esame ad ultrasuoni Parte 2: Sonde (2010). UNI EN 13507 - Spruzzatura termica Pretrattamento di superfici di parti metalliche e componenti da sottoporre a spruzzatura termica (2010). UNI EN ISO 14343 - M a t e r i a l i d i apporto per saldatura - Fili e nastri elettrodi, fili e bacchette per la saldatura ad arco di acciai inossidabili e di acciai resistenti ad alta temperatura - Classificazione (2010). UNI EN ISO 14344 - M a t e r i a l i d i apporto per saldatura - Approvvigionamento di materiali di apporto e di flussi (2010). Notiziario UNI EN ISO 14556 - Acciaio - Prova di resilienza su provetta Charpy con intaglio a V - Metodo di prova strumentato (2010). UNI EN ISO 26203-1 - Materiali metallici - Prova di trazione ad elevata velocità di deformazione - Parte 1: Sistemi a barra elastica (2010). UNI EN ISO 26304 - M a t e r i a l i d i apporto per saldatura - Fili elettrodi pieni ed animati e combinazioni filoflusso per la saldatura ad arco sommerso di acciai ad alta resistenza - Classificazione (2010). UNI CEI ISO 80000-1 - Grandezze ed unità di misura - Parte 1: Generalità (2010). ASTM A313/A313M D - Standard specification for stainless steel spring wire (2010). ASTM A479/A479M - Standard specification for stainless steel bars and shapes for use in boilers and other pressure vessels (2010). ASTM A480/A480M - Standard specification for general requirements for flat-rolled stainless and heat-resisting steel plate, sheet, and strip (2010). API RP 578 - Material verification program for new and existing alloy piping systems (2010). ASTM A240/A240M - Standard specification for chromium and chromiumnickel stainless steel plate, sheet, and strip for pressure vessels and for general applications (2010). EN ISO 9445-2 - Continuously coldrolled stainless steel - Tolerances on dimensions and form - Part 2: Wide strip and plate/sheet (2010). Norme internazionali AWS A3.0 - Standard welding terms and definitions; including terms for adhesive bonding, brazing, soldering, thermal cutting, and thermal spraying (2010). ISO AWS D1.1/D1.1M - Structural welding code - steel (2010). ISO 9809-1 - Gas cylinders - Refillable seamless steel gas cylinders - Design, construction and testing - Part 1: Quenched and tempered steel cylinders with tensile strength less than 1 100 MPa (2010). USA API SPEC 5CRA - Specification for corrosion resistant alloy seamless tubes for use as casing, tubing and coupling stock (2010). EN ISO 9445-1 - Continuously coldrolled stainless steel - Tolerances on dimensions and form - Part 1: Narrow strip and cut lengths (2010). Norme europee EN EN 1706 - Aluminium and aluminium alloys - Castings - Chemical composition and mechanical properties (2010). ISO 8779 - Plastics piping systems Polyethylene (PE) pipes for irrigation Specifications (2010). ISO 11295 - Classification and information on design of plastics piping systems used for renovation (2010). EN ISO 3821 - Gas welding equipment - Rubber hoses for welding, cutting and allied processes (2010). ISO 13229 - Thermoplastics piping systems for non-pressure applications Unplasticized poly(vinyl chloride) (PVC-U) pipes and fittings - Determination of the viscosity number and K-value (2010). EN ISO 5171 - Gas welding equipment - Pressure gauges used in welding, cutting and allied processes (2010). ISO 26203-1 - Metallic materials Tensile testing at high strain rates Part 1: Elastic-bar-type systems (2010). Corsi IIS Luogo Genova Data Titolo Ore 19-22/7/2010 Corso teorico-pratico di saldatura di tubi e/o raccordi di PE per il convogliamento di gas, acqua ed altri fluidi (UNI 9737) -- Messina 26-29/7/2010 Corso teorico-pratico di saldatura di tubi e/o raccordi di PE per il convogliamento di gas, acqua ed altri fluidi (UNI 9737) -- Genova 6-9/9/2010 Corso teorico-pratico di saldatura di tubi e/o raccordi di PE per il convogliamento di gas, acqua ed altri fluidi (UNI 9737) -- Organizzatore Istituto Italiano della Saldatura - Divisione FOR Lungobisagno Istria, 15 - 16141 Genova Tel. 010 8341371 - Fax 010 8367780 - [email protected] Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2010 387 Notiziario Corsi IIS (segue) Luogo Genova Data Titolo Ore 6-10/9/2010 11-15/10/2010 8-10/11/2010 Corso modulare per la qualificazione ad International Welding Inspector - Comprehensive - Ispezione di giunti saldati Mogliano Veneto (TV) 13-16/9/2010 Corso teorico-pratico di saldatura di tubi e/o raccordi di PE per il convogliamento di gas, acqua ed altri fluidi (UNI 9737) -- Genova 13-17/9/2010 Corso per International Welding Practitioner - Parte I -- Legnano (MI) 13-17/9/2010 Corso per International Welding Specialist - Parte I -- Legnano (MI) 13-17/9/2010 Corso per International Welding Technologist - Parte III Tecnologia della saldatura -- Legnano (MI) 13-17/9 e 20-22/9/2010 Corso per International Welding Engineer - Parte III Tecnologia della saldatura -- Priolo (SR) 15-16/9/2010 Corso avanzato - Valutazione della vita residua 16 Genova 20-21/9/2010 Corso teorico-pratico di incollaggio di tubi e/o raccordi di PVC-C, PVC-U o di ABS per la qualificazione secondo UNI 11242 16 -- Legnano (MI) 20-23/9/2010 Corso teorico-pratico di saldatura di tubi e/o raccordi di PE per il convogliamento di gas, acqua ed altri fluidi (UNI 9737) -- Genova 20-24/9/2010 Corso di ricertificazione approvato dall’ESA per Istruttore / Esaminatore (CAT 1) 36 Genova 20-24/9/2010 Corso per International Welding Technologist - Parte III Progettazione e calcolo -- Genova 20-24/9/2010 13-14/12/2010 Corso per International Welding Engineer - Parte III Progettazione e calcolo -- Messina 27-30/9/2010 Corso teorico-pratico di saldatura di tubi e/o raccordi di PE per il convogliamento di gas, acqua ed altri fluidi (UNI 9737) -- Roma 27-30/9/2010 Corso teorico-pratico di saldatura di tubi e/o raccordi di PE per il convogliamento di gas, acqua ed altri fluidi (UNI 9737) -- Legnano (MI) 28-29/9/2010 Corso avanzato - Meccanica della frattura 16 Corsi di qualificazione per personale addetto alle PND di livello 1, 2 e 3 Esame visivo (VT) Legnano (MI) 14-15/9/2010 Legnano (MI) 16/9/2010 Legnano (MI) 29-30/9/2010 Modulo di Base per livello 2 UNI EN 473/ISO 9712 16 Modulo di Metodo per livello 2 UNI EN 473/ISO 9712 8 Modulo Specifico Saldatura per livello 2 UNI EN 473/ISO 9712 12 Esame radiografico (RT) Priolo (SR) 27-30/7/2010 Modulo di Metodo per livello 2 UNI EN 473/ISO 9712 28 Legnano (MI) 14-15/9/2010 Modulo di Base per livello 2 UNI EN 473/ISO 9712 16 Esame ultrasonoro (UT) Legnano (MI) 14-15/9/2010 Modulo di Base per livello 2 UNI EN 473/ISO 9712 16 Legnano (MI) 21-24/9/2010 Modulo di Metodo per livello 2 UNI EN 473/ISO 9712 28 388 Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2010 Organizzatore Notiziario Corsi di qualificazione, ecc. (segue) Esame con particelle magnetiche (MT) Legnano (MI) 14-15/9/2010 Modulo di Base per livello 2 UNI EN 473/ISO 9712 16 Esame con liquidi penetranti (PT) Legnano (MI) 14-15/9/2010 Modulo di Base per livello 2 UNI EN 473/ISO 9712 16 Corsi di altre Società Luogo Data Titolo Organizzatore Milano 19-21/7/2010 Corso di formazione per Auditor interni del Sistema di gestione per la qualità (in accordo con la norma ISO 19011) AICQ Centro Nord c/o TQM s.r.l. (Milano) Tel. 02 67382158; fax 02 67382177 [email protected] Milano 21-23/7/2010 Costruzione, certificazione ed esercizio delle Attrezzature a Pressione ANCCP Certification Agency (Milano) Tel. 02 2104071; fax 02 210407218 [email protected] Milano 22-23/7/2010 Criteri e metodi per progettare e documentare un sistema di gestione per la Qualità (i requisiti della norma ISO 9001:2008 e della guida ISO 10013) AICQ Centro Nord c/o TQM s.r.l. (Milano) Tel. 02 67382158; fax 02 67382177 [email protected] Lamezia Terme (CZ) 26-30/7/2010 Lead Auditor dei Sistemi di Gestione Qualità ANCCP Certification Agency (Milano) Tel. 02 2104071; fax 02 210407218 [email protected] Lamezia Terme (CZ) 6-8/9/2010 Internal Auditor dei Sistemi di Gestione per la Salute e la Sicurezza nei Luoghi di Lavoro ANCCP Certification Agency (Milano) Tel. 02 2104071; fax 02 210407218 [email protected] Milano 6-10/9/2010 Programma di addestramento raccomandato per l’esame di termografia di 2° livello secondo EN 473 CND Studio Sas di Gino FABBRI & C. (Milano) Tel. 02 341649; fax 02 341205 [email protected] Napoli 10/9/2010 La gestione della sicurezza delle macchine e degli impianti industriali secondo il D.Lgs. 81/2008 Titolo III AICQ-M (Napoli) Tel. 081 2396503; fax 081 6174615 [email protected] Napoli 13/9/2010 L’analisi ambientale iniziale AICQ-M (Napoli) Tel. 081 2396503; fax 081 6174615 [email protected] Napoli 13-14/9/2010 Misure meccaniche e termiche: strumentazione, tecniche e metodologie AICQ-M (Napoli) Tel. 081 2396503; fax 081 6174615 [email protected] Milano Napoli 13-14/9/2010 27-28/9/2010 Sicurezza di Macchine ed Attrezzature - Direttiva Macchine 2006/42/CE e D.Lgs. 81/2008 s.m.i.: Obblighi Derivanti ANCCP Certification Agency (Milano) Tel. 02 2104071; fax 02 210407218 [email protected] Milano 13-17/9/2010 Programma di addestramento raccomandato per l’esame con liquidi penetranti di 2° livello secondo EN 473 CND Studio Sas di Gino FABBRI & C. (Milano) Tel. 02 341649; fax 02 341205 [email protected] Livorno 16/9/2010 La nuova Direttiva Macchine 2006/42/CE: evoluzione rispetto alla precedente normativa 98/37/CE - Obblighi e opportunità ANCCP Certification Agency (Milano) Tel. 02 2104071; fax 02 210407218 [email protected] 16-17/9/2010 Corso di formazione per i Datori di Lavoro che svolgono la funzione di RSPP AICQ-CI (Roma) Tel. 06 4464132; fax 06 4464145 [email protected] Roma Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2010 389 Notiziario Corsi di altre Società (segue) Luogo Napoli Lamezia Terme (CZ) Data 16-17/9/2010 20/9/2010 Titolo Organizzatore La normativa ambientale e gli obblighi per le imprese: tecniche e metodologie per l'audit di conformità legislativa AICQ-M (Napoli) Tel. 081 2396503; fax 081 6174615 [email protected] La nuova ISO 9001:2008: cosa cambia rispetto alla precedente ISO 9001 del 2000 ANCCP Certification Agency (Milano) Tel. 02 2104071; fax 02 210407218 [email protected] Napoli 20-21/9/2010 La valutazione del rischio chimico secondo il D.Lgs. 81/2008 AICQ-M (Napoli) Tel. 081 2396503; fax 081 6174615 [email protected] Napoli 20-21/9/2010 Dispositivi Protezione Individuale: la Fabbricazione, la Progettazione, la Marcatura CE ANCCP Certification Agency (Milano) Tel. 02 2104071; fax 02 210407218 [email protected] Milano 20-24/9/2010 Lead Auditor dei Sistemi di Gestione Ambientale ANCCP Certification Agency (Milano) Tel. 02 2104071; fax 02 210407218 [email protected] Milano 20/9-1/10/2010 Programma di addestramento raccomandato per l’esame di ultrasuoni di 2° livello secondo EN 473 CND Studio Sas di Gino FABBRI & C. (Milano) Tel. 02 341649; fax 02 341205 [email protected] Napoli 21/9/2010 La nuova Direttiva Macchine e il D.Lgs. 17/2010 AICQ-M (Napoli) Tel. 081 2396503; fax 081 6174615 [email protected] Napoli 21-23/9/2010 Come implementare un Sistema di Gestione Sicurezza conforme all'art. 30 D.Lgs. 81/2008 (D.Lgs. 231/2001), alla norma OHSAS 18001:2007 e alla Linea Guida UNI-INAIL AICQ-M (Napoli) Tel. 081 2396503; fax 081 6174615 [email protected] Milano 22/9/2010 Lo standard BS OHSAS 18001/2007 come strumento del T.U. sulla Sicurezza D.Lgs. 81/2008 (art. 30) per organizzare ed implementare un Sistema di Gestione per la Sicurezza di cui al D.Lgs. 231/2001 integrato col Sistema di Gestione per la Qualità UNI EN ISO 9001 AICQ Centro Nord c/o TQM s.r.l. (Milano) Tel. 02 67382158; fax 02 67382177 [email protected] Milano 22-24/9/2010 Le ISO 9001:2000-2008. Principi, contenuti ed esercitazioni (Corso pratico di apprendimento per coloro che si accostano per la prima volta alle norme UNI EN ISO 9000) AICQ Centro Nord c/o TQM s.r.l. (Milano) Tel. 02 67382158; fax 02 67382177 [email protected] Roma 23/9/2010 Sistemi di Gestione Ambientale: normativa e legislazione cogente AICQ-CI (Roma) Tel. 06 4464132; fax 06 4464145 [email protected] Le norme ISO 9000 e il Sistema di Gestione per la Qualità AICQ-Triveneta (Mestre - VE) Tel. 041 951795; fax 041 940648 [email protected] Mestre (VE) 27-28/9/2010 390 Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2010 Notiziario Mostre e Convegni Luogo Genova Titolo Data 20/7/2010 Organizzatore Presentazione della norma UNI 11336 “Attività operative delle imprese. Linee guida per la valutazione preliminare di un progetto di affidamento a terzi (outsourcing) di servizi” Istituto Italiano della Saldatura (Genova) Tel. 010 8341373; fax 010 8367780 [email protected] Quebec City (Canada) 27-30/7/2010 Quantitative Infrared Thermography (QIRT) Conference Université Laval (Quebec - Canada) Tel. +1 418 6562962; fax +1 418 6563159 [email protected] Lima (Perù) 9-11/8/2010 III International Conference on Welding and Joining of Materials Facultad de Ciencias e Ingeniería - Sección Ingeniería Mecánica (Lima - Perù) Tel. +51 1 6262000; fax +51 1 6262800 [email protected] Dresden (Germania) 29/8-3/9/2010 European Conference on Fracture - ECF18 Deutscher Verband für Materialforschung und Prüfung e V. (Berlin - D) Tel. +49 030 8113066; fax +49 030 8119359 [email protected] Budapest (Ungheria) 31/8-2/9/2010 EUROSTEEL 2011 - 6th European Conference on Steel and Composite Structures ASSZISZTENCIA Congress Bureau (Budapest - Hungary) Tel. +36 1 350 1854; fax +36 1 350 0929 [email protected] Krasnoyarsk (Russia) 2-4/9/2010 International Congress and Exhibition Non-Ferrous Metals 2010 Organizing Committee (Krasnoyarsk - Russia) Tel. +7 (391) 2695647; fax +7 (391) 2695648 [email protected] Barcellona (Spagna) 9-10/9/2010 International Foundry Forum 2010 CAEF - The European Foundry Association (Düsseldorf - D) Tel. +49 (0) 211 6871217; fax +49 (0) 211 6871 347 [email protected] Essen (Germania) 14-16/9/2010 Aluminium 2010 Reed Exhibitions Deutschland GmbH (Düsseldorf - D) Tel. +49 (0) 211 90191202; fax +49 (0) 211 90191123 [email protected] Cardiff (Regno Unito) 14-16/9/2010 NDT 2010 Conference and Exhibition BINDT (Northampton - UK) Tel. +44 0 1604630124; fax +44 0 1604 231489 [email protected] Orlando (Florida - USA) 19-23/9/2010 Corrosion Technology Week 2010 NACE International (Houston, Texas - USA) Tel. +1 281 2286223; fax +1 281 2286300 [email protected] Cincinnati (Ohio - USA) 20-21/9/2010 5th International EWI/TWI Seminar on Joining Aerospace Materials EWI (Columbus - Ohio - USA) Tel. 614 688 5000; fax 614 688 5001 [email protected] Kielce (Polonia) 28-30/9/2010 16th International Fair of Technologies for Foundry METAL Targy Kielce (Kielce - Poland) Tel. +48 41 3651222; fax +48 41 3456261 [email protected] Parigi (Francia) 28-30/9/2010 ESOPE 2010 - International Exhibition and European Symposium on Pressure Equipment Groupe E.T.A.I (Antony - France) Tel. +33 (0) 1 77929682; fax +33 (0)1 77929823 [email protected] Oulu (Finlandia) 29-30/9/2010 Maintenance, Condition Monitoring and Diagnostics Seminar Oulu Training and Development Centre (Oulu - Finland) Tel. +358 (0) 8 5509700; fax +358 (0) 8 5509840 [email protected] Berlino (Germania) 29/9-1/10/2010 8th International Conference on NDE in Relation to Structural Integrity for Nuclear and Pressurised Components German Society for Non-Destructive Testing (Berlin - D) Tel. +49 30 67807120; fax +49 30 67807129 [email protected] Robotica in saldatura: soluzioni e tendenze Istituto Italiano della Saldatura (Genova) Tel. 010 8341373; fax 010 8367780 [email protected] Genova 30/9/2010 Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2010 391 Ricerche Bibliografiche Dati IIS-Data Metallurgia e saldabilità degli acciai al Cr-Mo ad alta lega (2000-2010) Creep behaviour and lifetime of large welds in X 20 CrMoV 12 1-results based on simulation and inspection di STORESUND J. et al. «Journal PVP», V. 83, N. 11-12/2006, pp. 875-883. Acciai al Cr Mo a bassa lega; acciai al Cr Mo ad alta lega; analisi con elementi finiti; controllo non distruttivo; durata della vita; materiali resistenti allo scorrimento a caldo; modelli di calcolo; resistenza allo scorrimento a caldo; scorrimento a caldo; simulazione; tecniche di replica; ZTA; ZTA a grano ingrossato. Influence of glass bead blasting of 9%Cr steel substrate on development of aluminide diffusion coatings di HUTTUNENSAARIVIRTA E. et al. «Surface», Novembre-Dicembre 2006, pp. 472-480. Acciai al Cr Mo ad alta lega; alta temperatura; materiali resistenti allo scorrimento a caldo; metallografia; microstruttura; preparazione superficiale; rivestimenti ceramici. Predicting weld creep strength reduction for 9% Cr steels di HOLMSTRÖM S. e AUERKARI P. «Journal PVP», V. 83, N. 11-12/2006, pp. 803-808. Acciai al Cr Mo ad alta lega; affidabilità; alta temperatura; condizioni di servizio; durata della vita; materiali resistenti allo scorrimento a caldo; modelli di calcolo; previsione; resistenza allo scorrimento a caldo; simulazione; ZTA. C r e e p d e g r a d a t i o n i n w e l d s o f M o d . 9 C r- 1 M o s t e e l d i M A S U YA M A F. « J o u r n a l P V P » , V. 8 3 , N . 11 - 1 2 / 2 0 0 6 , pp. 819-825. Acciai al Cr Mo ad alta lega; alta temperatura; centrali elettriche; durata della vita; durezza; giunti saldati; materiali resistenti allo scorrimento a caldo; microstruttura; resistenza alla rottura per scorrimento; resistenza allo scorrimento a caldo; saldatura ad arco sommerso; scorrimento a caldo; surriscaldatori; tubi; tubisteria; turbine a vapore; ZTA. Small punch testing of P91 steel di MILICKA K. e DOBEŠ F. «Journal PVP», V. 83, N. 9/2006, pp. 625-634. Acciai ad alta lega; acciai al Cr Mo ad alta lega; alta temperatura; calcolo; confronti; materiali resistenti allo scorrimento a caldo; proprietà meccaniche; prove di scorrimento a caldo; scorrimento a caldo. Finite-element creep damage analyses of P91 pipes di HYDE T.H. et al. «Journal PVP», V. 83, N. 11-12/2006, pp. 853-863. Acciai al Cr Mo ad alta lega; alta temperatura; analisi con elementi finiti; condotte; fattori di influenza; materiali resistenti allo scorrimento a caldo; modelli di calcolo; pressione interna; previsione; proprietà meccaniche; prove di scorrimento a caldo; rotture; scorrimento a caldo; simulazione; tubi. Influence of different forming and heat treatment stages on the properties of P92-sheet di EL MAGD E. et al. «Steel», Febbraio 2006, pp. 122-128. Acciai al Cr Mo ad alta lega; alta temperatura; centrali elettriche; durezza; lamierini; lavorazione dei metalli; materiali resistenti allo scorrimento a caldo; microstruttura; proprietà meccaniche; trattamento termico; turbine a vapore. Alloy design of creep resistant 9Cr steel using a dispersion of nano-sized carbonitrides di ABE F. et al. «Journal PVP», V. 84, N. 1-2/2007, pp. 3-12. Acciai al Cr Mo ad alta lega; alta temperatura; carburi; durata della vita; martensite; materiali resistenti allo scorrimento a caldo; microstruttura; nitruri; scorrimento a caldo. Evaluation of microstructural parameters in 9-12% Cr-steels di MAILE K. «Journal PVP», V. 84, N. 1-2/2007, pp. 62-68. Acciai al Cr Mo ad alta lega; alta temperatura; composizione chimica; condizioni di servizio; fattori di influenza; martensite; materiali resistenti allo scorrimento a caldo; microstruttura; normalizzazione; resistenza allo scorrimento a caldo; rinvenimento; scorrimento a caldo; trattamento termico; valutazione. Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2010 393 Ricerche Bibliografiche Creep damage and expected creep life for welded 9-11% C r s t e e l s d i A U E R K A R I P. e t a l . « J o u r n a l P V P » , V. 8 4 , N. 1-2/2007, pp. 69-74. Acciai al Cr Mo a bassa lega; acciai al Cr Mo ad alta lega; alta temperatura; centrali elettriche; criccabilità; durata della vita; estensione della vita in servizio; giunti saldati; materiali resistenti allo scorrimento a caldo; microstruttura; operazioni in servizio; prove di scorrimento a caldo; resistenza allo scorrimento a caldo; rotture; saldabilità; scorrimento a caldo. Investigation of ratcheting characteristics of modified 9Cr-1Mo steel by using the Chaboche constitutive model di KOO G.H. e LEE J.H. «Journal PVP», V. 84, N. 5/2007, pp. 284-292. Acciai al Cr Mo ad alta lega; alta temperatura; analisi delle tensioni; analisi elasto-plastica; calcolo; carico di snervamento; cinetica delle reazioni; indurimento; industria nucleare; materiali resistenti allo scorrimento a caldo; modelli di calcolo; proprietà meccaniche; recipienti in pressione; scorrimento plastico. F u l l - s i z e i n t e r n a l - p re s s u re c re e p t e s t f o r w e l d e d P 9 1 hot reheat piping di NONAKA I. et al. «Journal PVP», V. 84, N. 1-2/2007, pp. 88-96. Acciai al Cr Mo ad alta lega; alta temperatura; analisi con elementi finiti; condizioni di servizio; controllo non distruttivo; controllo ultrasonoro; durata della vita; giunti saldati; materiali resistenti allo scorrimento a caldo; microstruttura; pressione interna; previsione; prove di scorrimento a caldo; resistenza allo scorrimento a caldo; saldatura ad arco sommerso; saldature circonferenziali; scorrimento a caldo; tubi; turbine a vapore; ZTA. P 9 1 a n d b e y o n d d i C O L E M A N K . K . e N E W E L L W. F. «Wdg J.», Agosto 2007, pp. 29-33. Acciai al Cr Mo ad alta lega; alta temperatura; condizioni di servizio; confronti; materiali di consumo; materiali resistenti allo scorrimento a caldo; operazione dopo saldatura; proprietà meccaniche; saldabilità; saldatura a più passate; temperatura; trattamento termico dopo saldatura; ZTA. Full size internal pressure creep test for welded P91 hot re h e a t e l b o w d i N O N A K A I . e t a l . « J o u r n a l P V P » , V. 8 4 , N. 1-2/2007, pp. 97-103. Acciai al Cr Mo ad alta lega; alta temperatura; analisi con elementi finiti; condizioni di servizio; controllo non distruttivo; controllo ultrasonoro; curve di tubi; durata della vita; durezza; estensione della vita in servizio; giunti saldati; materiali resistenti allo scorrimento a caldo; microstruttura; pressione interna; prove di scorrimento a caldo; resistenza allo scorrimento a caldo; scorrimento a caldo; vapore d’acqua; ZTA. Some aspects of plant and research experience in the use of new high strength martensitic steel P91 di SHIBLI A. e STARR F. «Journal PVP», V. 84, N. 1-2/2007, pp. 114-122. Acciai ad alta resistenza; acciai al Cr Mo a bassa lega; acciai al Cr Mo ad alta lega; alta temperatura; caldaie; criccabilità; giunti saldati; impianti; industria petrolifera; ingegneria chimica; martensite; materiali resistenti allo scorrimento a caldo; ossidazione; resistenza a fatica; resistenza alla rottura per scorrimento; resistenza allo scorrimento a caldo; rotture; scorrimento a caldo; surriscaldatori; tubi; vapore d’acqua. T/P23, 24, 911 and 92: new grades for advanced coal-fired power plants - properties and experience di VAILLANT J.C. et al. «Journal PVP», V. 85, N. 1-2/2008, pp. 38-46. Acciai al Cr Mo ad alta lega; alta temperatura; caldaie; materiali d’apporto; materiali resistenti allo scorrimento a caldo; operazione dopo saldatura; ossidazione; proprietà meccaniche; prove di scorrimento a caldo; resistenza allo scorrimento a caldo; saldabilità; saldatura ad arco sommerso; saldatura manuale con elettrodi rivestiti; saldatura TIG; scorrimento a caldo; trattamento termico dopo saldatura. Deformation and fracture behaviour of P91 steel weldments at high temperatures di CEYHAN U. e DOGAN B. «Weld Join.», Settembre-Ottobre 2006, pp. 538-543. Acciai al Cr Mo ad alta lega; alta temperatura; deformazione; durezza; giunti saldati; materiali resistenti allo scorrimento a caldo; meccanica della frattura; metallografia; microstruttura; proprietà meccaniche; prove di durezza; prove di trazione; prove meccaniche; scorrimento a caldo; ZTA. 394 Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2010 Evolution of Cr-Mo-V weld metal microstructure during creep testing - Part 1: P91 material (IIW-1822-07, ex-doc. I I - 1 6 0 1 - 0 6 ) d i M A N D Z I E J S . T. e V Y R O S T K O VA A . «Weld. World», Gennaio-Febbraio 2008, pp. 3-26. Acciai al Cr Mo ad alta lega; confronti; materiali resistenti allo scorrimento a caldo; microstruttura; prove di scorrimento a caldo; prove meccaniche; resistenza allo scorrimento a caldo; saldatura manuale con elettrodi rivestiti; trattamento termico; trattamento termico dopo saldatura; zona fusa. Microstructure and long-term creep properties of 9-12% Cr steels di HALD J. «Journal PVP», V. 85, N. 1-2/2008, pp. 31-37. Acciai al Cr Mo ad alta lega; alta temperatura; carburi; centrali elettriche; composizione chimica; condizioni di servizio; durata della vita; fattori di influenza; indurimento; materiali resistenti allo scorrimento a caldo; microstruttura; molibdeno; resistenza allo scorrimento a caldo; scorrimento a caldo; simulazione; tungsteno. Effect of various factors on toughness in P92 SAW weld metal di CHOVET C. et al. «Weld. World», Luglio-Agosto 2008, pp. 18-26. Acciai ad alta lega; acciai al Cr Mo ad alta lega; alta temperatura; centrali elettriche; composizione chimica; fattori di influenza; materiali d’apporto; materiali resistenti allo scorrimento a caldo; microstruttura; proprietà meccaniche; resistenza allo scorrimento a caldo; resistenza meccanica; saldatura ad arco; saldatura ad arco sommerso; tenacità; tenacità all’urto; zona fusa. Effect of t8/5 on the microstructure and properties of the HAZ of ASME SA213-T92 steel by thermal simulation di JUN W. et al. «China Weld.», N. 3/2007, pp. 36-40. Acciai al Cr Mo ad alta lega; alta temperatura; caldaie; centrali elettriche; ciclo termico; durezza; fattori di influenza; frattografia; giunti saldati; materiali resistenti allo scorrimento a caldo; meccanica della frattura; microstruttura; proprietà meccaniche; proprietà termiche; scorrimento a caldo; simulazione; tenacità all’urto; ZTA. The effect of different crystal conditions of filler metal on vacuum brazing of TiAl alloy and 42CrMo di YING Z. et al. «China Weld.», N. 4/2007, pp. 17-19. Acciai al Cr Mo ad alta lega; alta temperatura; brasatura forte; leghe d’alluminio; materiale d’apporto per brasatura forte; microstruttura; parametri di processo; proprietà meccaniche; scelta; solidificazione; struttura cristallina; titanio; vuoto. Ricerche Bibliografiche The influence of Ti, Al and Nb on the toughness and creep rupture strength of grade 92 steel weld metal di ABSON D. et al. «Welding Cutting», Maggio-Giugno 2008, pp. 156-161. Acciai al Cr Mo ad alta lega; aggiunte di elementi di lega; alluminio; alta temperatura; durezza; fattori di influenza; materiali resistenti allo scorrimento a caldo; microstruttura; niobio; proprietà meccaniche; prove di rottura dinamica; resistenza alla rottura per scorrimento; resistenza allo scorrimento a caldo; saldatura con filo animato; supporto al rovescio; tenacità; titanio; trattamento termico dopo saldatura; zona fusa. Modelling creep behaviour and failure of 9Cr-0.5Mo-1.8WVNb steel (P92) di PÉTRY C. e LINDET G. «Journal PVP», V. 86, N. 8/2009, pp. 486-494. Acciai al Cr Mo ad alta lega; alta temperatura; alto; analisi con elementi finiti; bibliografia; confronti; durata della vita; materiali resistenti allo scorrimento a caldo; modelli di calcolo; proprietà meccaniche; prove di scorrimento a caldo; resistenza ad alta temperatura; resistenza alla rottura per scorrimento; resistenza allo scorrimento a caldo; scorrimento a caldo; simulazione. Effect of microstructure on the accelerated creep of 20CrMoV12-1 and P91 steels di TUMA J.V. e KOSEC G. «Steel», Agosto 2007, pp. 643-647. A c c i a i a l C r M o a d a l t a l e g a ; a l t a t e m p e r a t u r a ; d u re z z a ; impianti; materiali resistenti allo scorrimento a caldo; microstruttura; proprietà meccaniche; prove di durezza; prove di scorrimento a caldo; resistenza ad alta temperatura; resistenza allo scorrimento a caldo; scorrimento a caldo; tempra; trattamento termico. Effect of carbon on phase composition of wed metal of welded joints in martensitic steel with 9% Cr (P91) di SKULSY V.YU. e GAVRIK A.R. «The Paton Wdg J.», Febbraio 2009, pp. 28-30. Acciai al Cr Mo ad alta lega; alta temperatura; apporto termico specifico; carbonio; composizione chimica; delta; fattori di influenza; ferrite; martensite; materiali resistenti allo scorrimento a caldo; microstruttura; resistenza ad alta temperatura; saldabilità; saldatura TIG; zona fusa. A constitutive creep equation for 9Cr-1Mo-0.2V (P91 type) steel under constant load and constant stress di NAGODE A. et al. «Steel», Agosto 2007, pp. 638-642. Acciai al Cr Mo ad alta lega; alta temperatura; condizioni di servizio; durata della vita; impianti; materiali resistenti allo scorrimento a caldo; prove di scorrimento a caldo; resistenza ad alta temperatura; scorrimento a caldo; tubisteria. Micro-crack growth behavior and life in high temperature low cycle fatigue of blade root and disc joint for turbines (12%Cr steel) di NOBUHIRO ISOBE e SHUHEI NOGAMI «Journal PVP», V. 86, N. 9/2009, pp. 622-627. Acciai al Cr Mo ad alta lega; alta temperatura; analisi con elementi finiti; analisi strutturale; cricche di fatica; dischi; durata della vita; fatica a basso numero di cicli; materiali resistenti allo scorrimento a caldo; microcricche; propagazione delle cricche; resistenza a fatica; resistenza ad alta temperatura; turbine; vita residua. Characterisation of creep-weak zones (white bands) in grade 91 weld metal di ZHANG Y. et al. «Weld Join.», NovembreDicembre 2009, pp. 542-548. Acciai al Cr Mo ad alta lega; alta pressione; alta temperatura; bordi dei grani; durezza; elettrodi rivestiti; materiali resistenti allo scorrimento a caldo; metallografia; microstruttura; proprietà meccaniche; prove di scorrimento a caldo; resistenza ad alta temperatura; resistenza allo scorrimento a caldo; saldatura a più passate; saldatura manuale con elettrodi rivestiti; scorrimento a caldo; spettroscopia; trattamento termico dopo saldatura; zona fusa. C o r re l a t i o n o f c re e p p ro p e r t i e s o f s i m u l a t e d a n d re a l weld joints in modified 9%Cr steels di KOUKAL J. et al. «Weld. World», Gennaio-Febbraio 2010, pp. R27-R34. Acciai al Cr Mo ad alta lega; alta temperatura; centrali elettriche; giunti saldati; grosso; impianti; materiali resistenti allo scorrimento a caldo; microstruttura; proprietà meccaniche; prove di scorrimento a caldo; resistenza ad alta temperatura; resistenza allo scorrimento a caldo; saldatura manuale con elettrodi rivestiti; scorrimento a caldo; simulazione; tubi; zona di saldatura; ZTA. Ferrite to austenite reverse transformation process in B containing 9%Cr heat resistant steel HAZ (130B, 130BN, LB, Gr92, Gr92N, Maraging steel) di SHIRANE T. et al. «Weld Join.», N. 8/2009, pp. 698-707. Acciai al Cr Mo ad alta lega; acciai maraging; aggiunte di boro; alta temperatura; austenite; ciclo termico; dimensione del grano; giunti saldati; martensite; materiali resistenti allo scorrimento a caldo; microstruttura; resistenza ad alta temperatura; resistenza allo scorrimento a caldo; saldabilità; scorrimento a c a l d o ; s i m u l a z i o n e ; t r a s f o r m a z i o n e ; Z TA ; Z TA a g r a n o ingrossato. Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2010 395 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. 396 Riv. Ital. Saldatura - n. 3 - Maggio / Giugno 2010 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 PCB Perito Industriale Perito Ind. Petrolieri d’Italia Petrolieri I. Pianeta Inossidabili Inox Plastic Pipes Fittings Plastics Prevenzione Oggi Prevenzione Produttronica Produttronica Protective Coatings Europe PCE Przeglad Spawalnictwa Pr. Spawal. Quaderni Pignone Pignone Qualificazione Industriale Qualificazione Qualità Qualità Rame e Leghe CU Rame Notizie Rame Research in Nondestructive Evaluation Research NDE Revista de Los Trat. Ter. y de Superficie Tratersup Revista de Metalurgia Rev. Met. Revista de Soldadura Rev. Soldadura Revue de la Soudure Rev. Soud. Revue de Metallurgie CIT Revue Met. CIT Revue de Metallurgie MES Revue Met. MES Ricerca e Innovazione Ric. Inn. Riv. Infortuni e Malattie Professionali Riv. Inf. Rivista di Meccanica Riv. Mecc. Rivista di Meccanica Oggi Riv. Mecc. Oggi Rivista di Meccanica International Riv. Mecc. Inter. Rivista Finsider Riv. Finsider Rivista Italiana della Saldatura Riv. Sald. Titolo Schweissen & Pruftechnik Schweissen und Schneiden Schweisstechnik Schweisstechnik Science and Technology of W and J Seleplast Sicurezza e Prevenzione Skoda Review Soldadura e Construcao Metalica Soldadura y Tecnologias de Union Soldagem & Inspecao Soldagem & Materiais Soldering & Surface Mount Technology Soudage et Techniques Connexes Souder Stahlbau Stainless Steel Europe Stainless Steel World Stainless Today less Steel Research Structural Engineering International Sudura Surface Engineering Svarochnoe Proizvodstvo Sveiseteknikk Svetsaren Svetsen Technica/Soudure Technical Diagnostics and NDT Testing Technical Review Technische Uberwachung Tecnologia Qualidade Tecnologie e Trasporti per il Mare Tecnologie per il Mare Teknos The Brithis Journal of NDT The European Journal of NDT The International Journal of PVP The Journal of S. and E. Corrosion The Paton Welding Journal The TWI Journal The Welding Innovation Quarterly Tin and Its Uses Transactions of JWRI Transactions of JWS Transactions of NRIM Ultrasonics Unificazione e Certificazione Università Ricerca Unsider Notizie di Normazione Varilna Tehnika Westnik Maschinostroeniya Welding & Joining Welding & Joining Europe Welding and Metal Fabrication Welding Design and Fabrication Welding in the World Welding International Welding Journal Welding Production Welding Review International WRC Bulletin WRI Journal Zavarivac Zavarivanje Zavarivanje I Zincatura a caldo Zis Mitteilungen Zis Report Zvaracske Spravy Zváranie Abbreviaz. Sch. Pruf. Schw. Schn. Schweisst. Sch. Tec. Weld. Join. Seleplast Sicurezza Skoda Soldadura Sold. Tec. Inspecao Soldagem Soldering Soud. Tecn. Con. Souder Stahlhau Stainless Eu. Stainless World StainSteel 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 Organo Ufficiale dell’ISTITUTO ITALIANO DELLA SALDATURA Lungobisagno Istria, 15 - 16141 Genova Redazione: tel. 010 8341.333/386, fax 010 836.77.80, e-mail: [email protected] Pubblicità - Abbonamenti: tel. 010 8341.392/424, fax 010 8341.399, e-mail: [email protected] La RIVISTA ITALIANA DELLA SALDATURA è lʼorgano ufficiale dellʼIstituto Italiano della Saldatura. Ha una tiratura di 3.500 copie ed è lʼunico Periodico italiano indipendente specializzato nel settore della saldatura e delle costruzioni saldate. Ogni anno vengono pubblicati circa 50 articoli tecnici (metallurgia e saldabilità dei materiali, processi di saldatura, progettazione, fabbricazione, diagnostica industriale, certificazione, prove non distruttive, normativa, didattica, documenti dellʼInternational Institute of Welding (IIW) in lingua originale, ecc.), ed inoltre Informazioni Tecniche e Rubriche Giuridiche, Attività dellʼIIS, Letteratura Tecnica, Codici e Norme, Corsi, Mostre, Ricerche Bibliografiche, notizie dalle Aziende e dalle Associazioni. Lʼabbonamento comprende anche la spedizione gratuita del supplemento elettronico settimanale “Saldatura Flash”. PREZZI Abbonamento 6 numeri (1 anno): per l’Italia: € 90,00 per l’estero: € 155,00 Copia singola o arretrata: per l’Italia: € 20,00 per l’estero: € 30,00 Il sottoscritto: Nome:________________________ Cognome:____________________________ Titolo:_____ Società: _______________________________________________________________________ Via ______________________________________________ N.:________ Cap: _____________ Città: _____________________________________________________________ Prov: _______ C.F. / P.I.:_______________________________________________________________________ Tel.: ____________________________________ Fax: _________________________________ E-mail: ________________________________________________________________________ si abbona alla Rivista Italiana della Saldatura per un anno a partire dal primo numero raggiungibile. Il versamento di € ____________ è stato effettuato in data _________________ tramite: (barrare la casella di interesse) Bonifico bancario intestato allʼIstituto Italiano della Saldatura Banca Intesa San Paolo – Filiale di Genova. Cod. IBAN IT 64 L 03069 01481 000038100145 CC Postale n. 17144163 intestato a Istituto Italiano della Saldatura Data: ___________________ Firma: __________________________________________ USCITE 2010 Rivista 1 / 2010 Rivista 2 / 2010 Rivista 3 / 2010 Uscita: 28 Febbraio 2010 Uscita: 30 Aprile 2010 Uscita: 30 Giugno 2010 Rivista 4 / 2010 Rivista 5 / 2010 Rivista 6 / 2010 Uscita: 15 Settembre 2010 Uscita: 31 Ottobre 2010 Uscita: 15 Gennaio 2011 RISPEDIRE UNITAMENTE AL COMPROVANTE DI VERSAMENTO AL FAX 010 83 67 780 Informativa ai sensi Dlgs. 196/2003: Si informa che ai sensi della suddetta legge, la presente domanda firmata conferisce all’Istituto Italiano della Saldatura l’autorizzazione al trattamento dei dati personali in essa contenuti. Inoltre gli stessi dati saranno inseriti nelle nostre banche dati per consentirci l’invio di materiale informativo, pubblicitario e promozionale. Sono riservati al committente tutti i diritti dell’art. 7 della presente legge con l’accorgimento di fare domanda scritta in caso di volontà di recesso o cancellazione nel trattamento dei dati conferiti. Elenco degli Inserzionisti 262 277-278 --392 --264 -361 272 267 275 ---340 261 -270 --4a cop ---263 ---266 ---274 ---------318 339 -376 332 -------265 -302 ----2a cop 362 378 -279 269 ----276 --------3a cop --271 273 ---268 ACS ACAI AEC TECHNOLOGY AIPND ANASTA ANCCP ANDIT AUTOMAZIONE AQM ASG Superconductors ASPIRMIG ASSOMOTORACING BÖHLER WELDING GROUP ITALIA CAPILLA CEA CEBORA CGM TECHNOLOGY COFILI COM-MEDIA COMMERSALD DRAHTZUG STEIN DVC - DELVIGO COMMERCIALE EDIBIT EDIMET ESAB SALDATURA ESARC ETC OERLIKON EUROCONTROL F.B.I. FABTECH CONSULTING ENGINEERS FIERA ACCADUEO FIERA AFFIDABILITA’ & TECNOLOGIE FIERA ALUMINIUM/COMPOSITES EUROPE FIERA ALUMOTIVE FIERA BIAS FIERA BIMEC FIERA BI-MU FIERA BIMU-MED FIERA DI ESSEN FIERA EUROMAINTENANCE FIERA EXPOLASER FIERA LAMIERA FIERA MCM FIERA MECFORPACK FIERA MECSPE FIERA METEF FIERA MOTORSPORT EXPOTECH FIERA QUALITY DAY FIERA SAMUMETAL FIERA SEATEC FIERA TTEXPO FIERA VENMEC G.B.C. INDUSTRIAL TOOLS G.E.INSPECTION TECHNOLOGIES GILARDONI HARMS & WENDE HYPERTHERM Europe B.V. IGUS INE ITALARGON ITW LANSEC ITALIA LASTEK LENZI EGISTO LINCOLN ELECTRIC ITALIA LINK INDUSTRIES MEDIAPOINT & COMMUNICATIONS MEDIAVALUE NDT ITALIANA OLYMPUS ITALIA ORBITALUM TOOLS PARODI SALDATURA RIVISTA DE QUALITATE RIVISTA MECCANICA & AUTOMAZIONE RIVISTA U & C RIVOIRA RTM SACIT SAF - FRO SALTECO SANDVIK ITALIA SELCO SEMAT CARPENTERIA SE.MAT SIAD SOGES TEC Eurolab TECNOELETTRA TECNOMECCANICA TEKA TELWIN THERMIT ITALIANA TRAFILERIE DI CITTADELLA Viale Abruzzi, 66 - 20131 MILANO Via Leonardo Da Vinci, 17 - 26013 CAMPAGNOLA CREMASCA (CR) Via A. Foresti, 5 - 25127 BRESCIA Via G. Tarra, 5 - 20125 MILANO Via Rombon, 11 - 20134 MILANO Via Privata Casiraghi, 526 - 20099 SESTO SAN GIOVANNI (MI) Via Edison, 18 - 25050 PROVAGLIO D’ISEO (BS) Corso F.M. Perrone, 73r - 16152 GENOVA Via Podi, 10 - 10060 VIRLE PIEMONTE (TO) Via Tanari, 68/a - 40024 CASTEL S. PIETRO TERME (BO) Via Palizzi, 90 - 20157 MILANO Via per Telgate - Loc. Campagna - 24064 GRUMELLO DEL MONTE (BG) Corso E. Filiberto, 27 - 23900 LECCO Via A. Costa, 24 - 40057 CADRIANO DI GRANAROLO (BO) Via Adda, 21 - 20090 OPERA (MI) Via Friuli, 5 - 20046 BIASSONO (MI) Via Serio, 16 - 20139 MILANO Via Bottego, 245 - 41100 COGNENTO (MO) Talstraße, 2 - 67317 ALTLEININGEN (Germania) Località Cerri - 19020 CEPARANA DI FOLLO (SP) Via Cà dell’Orbo, 60 - 40055 CASTENASO (BO) Via Brescia, 117 - 25018 MONTICHIARI (BS) Via Mattei, 24 - 20010 MESERO (MI) Via Cadibona, 15 - 20137 MILANO Via Vo’ di Placca, 56 - 35020 DUE CARRARE (PD) Zona Industriale - 89811 PORTO SALVO (VV) Via Isonzo, 26 - 20050 SAN DAMIANO DI BRUGHERIO (MI) Via Rimembranze, B-1/2 - 33033 CODROIPO (UD) c/o BOLOGNAFIERE - Piazza Costituzione, 6 - 40128 BOLOGNA c/o A & T - Via Palmieri, 63 - 10138 TORINO c/o PROMOEVENTS - Via Privata Pomezia, 10/A - 20127 MILANO c/o ADExpo - Viale della Mercanzia, 142 Centergross - 40050 FUNO DI ARGELATO (BO) c/o FIERA MILANO RASSEGNE - Piazzale Carlo Magno, 1 - 20149 MILANO c/o UCIMU - Viale Fulvio Testi, 128 - 20092 CINISELLO BALSAMO (MI) c/o UCIMU - Viale Fulvio Testi, 128 - 20092 CINISELLO BALSAMO (MI) c/o UCIMU - Viale Fulvio Testi, 128 - 20092 CINISELLO BALSAMO (MI) Via Vincenzo Monti, 8 - 20123 MILANO c/o EIOM - Viale Premuda, 2 - 20129 MILANO c/o PIACENZA EXPO - S.S. 10 Loc. Le Mose - 29122 PIACENZA c/o UCIMU - Viale Fulvio Testi, 128 - 20092 CINISELLO BALSAMO (MI) c/o EIOM - Viale Premuda, 2 - 20129 MILANO c/o BOLOGNAFIERE - Piazza Costituzione, 6 - 40128 BOLOGNA c/o SENAF - Via Eritrea, 21/A - 20157 MILANO c/o EDIMET - Via Brescia, 117 - 25018 MONTICHIARI (BS) c/o MODENA ESPOSIZIONI - Viale Virgilio, 58/B - 41123 MODENA c/o TECNA EDITRICE - Viale Adriatico, 147 - 00141 ROMA c/o PORDENONE FIERE - Viale Treviso, 1 - 33170 PORDENONE c/o CARRARAFIERE - Viale Galileo Galilei, 133 - 54033 MARINA DI CARRARA (MS) c/o PIACENZA EXPO - S.S. 10 Loc. Le Mose - 29122 PIACENZA c/o PADOVAFIERE - Via N. Tommaseo, 59 - 35131 PADOVA Via Artigiani, 17 - 25030 TORBIATO DI ADRO (BS) Via Grosio, 10/4 - 20151 MILANO Via A. Gilardoni, 1 - 23826 MANDELLO DEL LARIO (LC) Grossmoorkehre, 9 - 21079 HAMBURG (Germania) Vaartveld, 9 - 4704 SE ROOSENDAAL (Olanda) Via delle Rovedine, 4 - 23899 ROBBIATE (LC) Via Facca, 10 - 35013 CITTADELLA (PD) Via S. Bernardino, 92 - 24126 BERGAMO Via Privata Iseo, 6/E - 20098 S. GIULIANO MILANESE (MI) Via Bizet, 36/N - 20092 CINISELLO BALSAMO (MI) Viale dello Sport, 22 - 21026 GAVIRATE (VA) Via G. Di Vittorio, 39 - 59021 VAIANO (PO) Via Fratelli Canepa, 8 - 16010 SERRA RICCO’ (GE) Ponte Morosini, 49 - 16126 GENOVA Corso Buenos Aires, 8 - Corte Lambruschini - 16129 GENOVA Via Domenichino, 19 - 20149 MILANO Via del Lavoro, 28 - 20049 CONCOREZZO (MI) Via Modigliani, 45 - 20090 SEGRATE (MI) Josef-Schüttler-Strasse, 17 - 78224 SINGEN (Germania) Via Piave, 33 - Z.I. - 17047 VADO LIGURE (SV) c/o TECNA EDITRICE - Viale Adriatico, 147 - 00141 ROMA Via Rosellini, 12 - 20124 MILANO c/o MEDIAVALUE - Via Domenichino, 19 - 20149 MILANO Via C. Massaia, 75/L - 10147 TORINO Via Circonvallazione, 7 - 10080 VICO CANAVESE (TO) Via del Lavoro, 8 - 36020 CASTEGNERO (VI) Via Torricelli, 15/A - 37135 VERONA S.P. Rivoltana, 35/b - 20090 LIMITO DI PIOLTELLO (MI) Via Varesina, 184 - 20156 MILANO Via Palladio, 19 - 35010 ONARA DI TOMBOLO (PD) Via Fornaci, 45/47 - 25040 ARTOGNE (BS) Via Monterosa, 81/A - 20043 ARCORE (MB) Via S. Bernardino, 92 - 24126 BERGAMO Via alla Stazione di San Quirico, 7 - 16163 GENOVA Viale Europa, 40 - 41011 CAMPOGALLIANO (MO) Via Nazionale, 50a - 70 - 23885 CALCO (LC) Via della Borsa, 11 - 31033 CASTELFRANCO VENETO (TV) Industriestraße, 13 - 46342 VELEN (D) Via della Tecnica, 3 - 36030 VILLAVERLA (VI) Piazzale Santorre di Santarosa, 9 - 20156 MILANO Via Mazzini, 69 - 35013 CITTADELLA (PD) SIAD Metal Fabrication: uno strumento, molti servizi. L’innovazione, le competenze tecniche e l’elevato know-how nel settore dei gas da saldatura e taglio, hanno portato SIAD ad ottenere una riconosciuta posizione di leadership. Da oltre 80 anni il team Metal Fabrication si dedica alla ricerca ed alla produzione, secondo i più elevati standard qualitativi, per offrire ai nostri clienti prodotti certificati ed una gamma di servizi adatti a soddisfare ogni tipo di esigenza. SIAD Metal Fabrication: uno strumento, molti servizi. Per maggiori informazioni: www.metalfabrication.it SIAD S.p.A. Gas, tecnologie e servizi per l’industria. www.siad.com