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Istituto Italiano della Saldatura – Lungobisagno Istria, 15 – 16141 Genova (I) – Tariffa regime libero: “Poste Italiane SpA – Sped. A.P. 70%, DCB Genova” Tassa Pagata – Taxe Perçue ordinario – Contiene IP Bimestrale Marzo-Aprile 2010 ISSN:0035-6794
Organo Ufficiale dell’Istituto Italiano della Saldatura - anno LXII - N. 2 * 2010
Numero 2
2010
In questo numero:
Acciai martensitici al 9Cr-1Mo-Nb-V:
proprietà, saldabilità e controlli
Trattamenti termici localizzati,
modalità di esecuzione ed applicazioni
Ottimizzazione dei parametri di saldatura
ibrida laser-arco della lega di titanio Ti6Al4V
Didattica
Classificazione europea dei consumabili per
acciai al carbonio e a grano fine
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Editoriale
Quando
si dice Risk
Management ...
P
ublio Elio Aristide, retore e scrittore
romano, pubblicò nel 143 D.C., con
grande enfasi e corrispondente successo,
un trattatello dal titolo esplicativo
“Encomio di Roma”, in cui si sosteneva
che l’Impero Romano aveva raggiunto,
al suo tempo, la più alta perfezione organizzativa. Antonino Pio, l’imperatore in
carica, lo ricompensò lautamente, come
talvolta sanno fare i potenti quando sono
compiaciuti e soddisfatti.
Se Publio Elio Aristide, invece del trattatello suddetto, avesse pubblicato un
“Risk Management Report” sullo stesso
argomento forse non sarebbe stato
ricompensato, ma avrebbe messo a
disposizione dei potenti medesimi uno
strumento di riflessione molto interessante.
Per quanto riguarda i “pericoli” esterni,
ad esempio, sarebbe emerso (ma non
solo) che i Germani, che premevano ai
confini del Reno e del Danubio, dopo
una così lunga vicinanza, non erano più
158 Riv. Ital. Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2010
le stesse tribù sprovvedute e disunite dei
secoli precedenti, ma, al contrario,
stavano diventando i potentati organizzati (ben più difficili da controllare) che
avrebbero fatto la Storia nei secoli successivi (i Franchi, gli Alemanni, i
Sassoni, i Burgundi, i Goti, ecc.).
Per quanto concerne le “vulnerabilità”
interne, invece, sarebbe risultato evidente che l’impero era diventato troppo
grande e troppo eterogeneo per poter
essere gestito in modo efficace ed efficiente con i mezzi a disposizione, che le
tecnologie in uso non consentivano
incrementi di produttività e quindi di
risorse e che, infine, il contesto legislativo non favoriva (molto più che in precedenza) la formazione di un ceto medio
produttivo, tendendo a concentrare la
ricchezza in una classe dominante,
numericamente molto esigua (gli honestiores), e lasciando in povertà la stragrande maggioranza della popolazione
(gli humiliores).
Un “Risk Management Report”, appena
decente, avrebbe invece consentito di
prevedere (in tempo) che le maggiori
esigenze, necessarie a fronteggiare i
maggiori pericoli esterni, non avrebbero
trovato rispondenza in un contesto
interno instabile, incapace di produrre
maggiori efficienze, maggiori risorse e
maggiori coinvolgimenti.
Con Marco Aurelio, l’imperatore successivo, cominciarono i problemi. Né, in
seguito, furono fatte scelte strategicamente convenienti, anzi l’Impero
Romano (dopo la grande crisi del terzo
secolo) finì per essere prima ingessato e
poi diviso.
E andò come doveva andare (pur nei
tempi lunghi di un sistema arcaico). E
noi, invece di esportare il latino nel
mondo, abbiamo acquisito l’inglese,
che è un dialetto tedesco!
Pazienza!
Dagli eventi ricordati sopra, il processo
di “Risk Management” si sostanzia per
lo strumento efficace ed adattativo che è;
utilizzabile per analisi su piccoli sistemi
(ad esempio, perché no, la famiglia) o su
sistemi di media dimensione (ad
esempio, l’azienda in cui si lavora) o su
sistemi di grande dimensione (ad
esempio, il Paese in cui si vive o, addirittura, la civiltà a cui si appartiene). La sua
applicazione non è complessa: certo le
informazioni sono necessarie, ma poi un
po’ di “technicality” e un po’ di senso
logico sono sufficienti.
Certamente la possibilità di un singolo,
capace di pensieri (e, quindi, di previsioni) personali, di influire sulla dinamica degli avvenimenti che interessano i
grandi sistemi è irrilevante. E tuttavia è
sempre possibile prendere precauzioni
individuali.
Che non è poco!
Soprattutto in periodi di grandi cambiamenti, quando ci si può accorgere troppo
tardi di essere finiti dalla parte sbagliata
(che c’è sempre e da sempre) dei cambiamenti medesimi.
Quando si dice “Risk Management”…
Dott. Ing. Mauro Scasso
Segretario Generale IIS
ANNO LXII
Marzo-Aprile 2010
Pubblicazione bimestrale
DIRETTORE RESPONSABILE: Ing. Mauro Scasso
REDATTORE CAPO: Geom. Sergio Giorgi
REDAZIONE: Sig.ra Deborah Testoni, P.I. Maura Rodella
PUBBLICITÀ: Sig. Franco Ricciardi
Organo Ufficiale
dell’Istituto Italiano della Saldatura
Abbonamento annuale 2010:
Italia: .......................................... € 90,00
Estero: ........................................ € 155,00
Un numero separato: ................ € 20,00
Sommario
Articoli
161
Acciai martensitici al 9Cr-1Mo-Nb-V: proprietà, saldabilità e controlli
T. LIRATZIS et al.
171
Trattamenti termici localizzati, modalità di esecuzione ed applicazioni
M. FANETTI
177
Ottimizzazione dei parametri di saldatura ibrida laser-arco della lega di titanio
Ti6Al4V – M. BRANDIZZI et al.
187
Plasma, ossitaglio e laser – La scelta del processo più adatto per soddisfare le
esigenze di taglio dei metalli – K. MCQUADE
193
Il controllo con onde guidate delle tubazioni: una moderna tecnica ispettiva che sta
diffondendosi rapidamente – Stato dell’arte sul panorama normativo che sta
nascendo – F. BRESCIANI, F. PERI
199
International Institute of Welding (IIW)
Capture efficiency of integral fume extraction torches for GMA welding – Part 1
M. MARCONI, A. BRAVACCINI
213
IIS Didattica
Classificazione europea dei consumabili per acciai al carbonio e a grano fine
secondo UNI EN ISO 2560:2007
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
web: www.iis.it
Rubriche
221
Scienza e Tecnica
L’impiego dell’acciaio nelle costruzioni in Italia – M. LANZA
223
IIS News
Comitato Direttivo
L’IIS dà il via ai corsi di qualificazione EWF sull’esecuzione di trattamenti termici
227
IIW-EWF Notizie
The 2nd South East European IIW International Congress
229
Dalle Associazioni
Assemblea Generale Ordinaria 2010 della Associazione Nazionale Aziende
Saldatura Taglio e Tecniche Affini – Milano, 17 Marzo 2010 – G. MACCARINI
233
Dalle Aziende
241
Notiziario
Letteratura tecnica
Codici e norme
Corsi
Mostre e convegni
251
Ricerche bibliografiche da IIS-Data
Resistenza a fatica di giunti saldati in leghe di alluminio
260
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 Aprile 2010
Aut. Trib. Genova 341 - 20.4.1955
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.
2
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Wise Fusion e Wise Penetration.
Elevata affidabilità della macchina, aumento della velocità di saldatura e della produttività, insieme ad una
riduzione dell’apporto termico specifico, sono tra i principali vantaggi che tali impianti consentono di ottenere,
congiuntamente ad una perfetta regolazione di tutti i parametri che regolano la saldatura.
Acciai martensitici al 9Cr-1Mo-Nb-V:
proprietà, saldabilità e controlli
T. Liratzis *
M. Forno **
C. Piombino **
E. Tolle **
M. Mandina ***
Sommario / Summary
L’incremento di efficienza negli impianti per la produzione di
energia elettrica può essere ottenuto anche attraverso l’aumento della temperatura e della pressione del vapore, rispettivamente fino a 300 bar e 650 °C. Gli acciai ferritici sono preferiti agli acciai austenitici per le loro proprietà fisiche ed in
particolare per il minore coefficiente di espansione termica
lineare e per la maggiore resistenza alla fatica termica.
Tra questi acciai il 9Cr-1Mo-Nb-V (tipo P91) è usato nelle
tubazioni a vapore, nei collettori, nelle valvole forgiate e
fuse, ecc., dove lo spessore della parete resistente può essere
ridotto fino a tre quarti rispetto a quello associato ai tradizionali acciai al Cr-Mo (2.25Cr-1Mo). Le migliori proprietà
degli acciai tipo 9Cr-1Mo-Nb-V sono la conseguenza di specifici trattamenti termici che consentono di ottenere strutture
martensitiche rinvenute, strutture che conferiscono maggiore
resistenza meccanica e maggiore resistenza allo scorrimento
viscoso ad alta temperatura del materiale.
La saldabilità di questi acciai in generale è buona ma richiede
l’adozione di cicli termici mirati che tengano anche conto
dello spessore delle giunzioni e delle condizioni di vincolo
dei giunti da saldare.
The increase in the thermal efficiency of the power plants can
be achieved also by increasing the steam temperature and
* Libero professionista - Atene (Grecia).
** Ansaldo Energia - Genova.
*** Istituto Italiano della Saldatura - Genova.
pressure up to 650 °C and 300 bar respectively. Ferritic
steels are used instead of austenitic steels because of their
physical properties and in particular of their lower thermal
expansion and their higher resistance to thermal fatigue.
Among these steels the 9Cr-1Mo-Nb-V (P91/T91) is widely
used in steam piping, headers, forged and casted valves, etc.,
where the wall thickness can also be reduced even by three
quarters compared to the conventional Cr-Mo (2.25Cr-1Mo)
steels. The improved properties of the grade 91 steels depend
on the creation, by the appropriate heat treatments and maintenance throughout its service life, of the tempered martensitic microstructure which enhances the steel’s tensile and
creep resistance properties.
Weldability of grade P91 steels is generally good but it is necessary to adopt specific thermal cycles considering also the
material thickness and the restraint conditions.
Keywords:
CCT diagrams; creep resisting materials; elevated temperature strength; high alloy Cr-Mo steels; high temperature;
mechanical properties; metallurgy; nondestructive testing;
post weld heat treatment; weldability.
Riv. Ital. Saldatura - n. 2 - Marzo / Aprile 2010 161
T. Liratzis et al. - Acciai martensitici al 9Cr-1Mo-Nb-V: proprietà, saldabilità e controlli
1. Introduzione
Gli argomenti trattati nel seguito costituiscono un ulteriore approfondimento
ed aggiornamento della memoria precedente [1] avente per oggetto le problematiche connesse all’approvvigionamento, saldatura e controlli degli acciai
martensitici al 9Cr-1Mo-Nb-V.
L’ incremento dell’efficienza degli
impianti di produzione dell’energia elettrica, la riduzione dei costi per l’acquisto
del combustibile e la riduzione delle
emissioni in atmosfera (Direttiva
2001/80/EC [2]) rappresentano obiettivi
importanti e possono essere raggiunti
negli impianti tradizionali e a ciclo combinato anche attraverso un aumento della
pressione e della temperatura del vapore,
rispettivamente fino a 300 bar e 650 °C.
L’adozione graduale di queste condizioni
di progetto ha reso necessario l’impiego
di materiali caratterizzati principalmente
da prestazioni elevate quali [3]:
• la resistenza all’ossidazione ed alla
corrosione;
• la resistenza meccanica, la duttilità e
la tenacità;
• la resistenza allo scorrimento viscoso
ad alta temperatura (creep).
L’evoluzione nell’impiego degli acciai
destinati alla realizzazione di
componenti progettati per sostenere
elevati valori di temperatura e pressione,
ovvero il passaggio dai tradizionali
acciai basso-legati agli acciai martensitici, è illustrata sinteticamente nella
Figura 1 [3].
Questa evoluzione adotta il principio di
dilatare quanto più possibile il campo di
applicazione tecnologico degli acciai
ferritici, caratterizzati da costi decisamente minori rispetto agli acciai austenitici e alle leghe speciali, introducendo
variazioni mirate nell’analisi chimica,
nelle tecniche di produzione e di fabbricazione, variazioni che tengono conto
sia dei risultati sperimentali raggiunti
con prove di laboratorio eseguite a
livello europeo sia delle informazioni
rese disponibili dagli utilizzatori degli
Figura 1 - Evoluzione degli acciai ferritici resistenti ad alta temperatura [3].
impianti in esercizio ove sono installati
questi acciai.
La resistenza allo scorrimento viscoso
necessaria per l’esercizio ad alta temperatura è migliorata sensibilmente sia con
l’introduzione del molibdeno, del
vanadio, del tungsteno e dello niobio, sia
mediante l’esecuzione di appropriati
trattamenti termici. Per tutte le considerazioni sopra indicate sono stati messi a
punto inizialmente gli acciai del tipo
12Cr-1Mo-V e successivamente del tipo
9Cr-1Mo-Nb-V, acciai che hanno permesso la costruzione di linee, valvole
per il trasferimento del vapore ad alta
pressione e alta temperatura, adottando
riduzioni consistenti degli spessori della
parete resistente dei citati componenti
pari a circa la metà dei valori con i
tradizionali acciai basso-legati al
2.25Cr-1Mo (Fig. 2). Questa riduzione
dello spessore di parete, associata al
caratteristico minor valore del coefficiente di espansione termica lineare
rispetto a quello degli acciai basso-legati
al Cr-Mo, contribuiscono a ridurre le
sollecitazioni ai componenti principali
indotte dalle interazioni termiche conseguenti ai gradienti termici generati dalle
operazioni di avviamento ed arresto
degli impianti di appartenenza. Ciò contribuisce a ridurre i rischi di avarie e
rotture, eventi che hanno costituito e
costituiscono una seria problematica per
tutti i componenti di considerevole spessore soprattutto quando realizzati in
acciai tipo 2.25Cr-1Mo. Attualmente gli
acciai al 9Cr-1Mo-Nb-V costituiscono la
tipologia più diffusa dei materiali utilizzati per la costruzione dei componenti
per il contenimento del vapore principale. Questi acciai offrono vantaggi
notevoli anche rispetto agli acciai inossidabili austenitici al Cr-Ni grazie alle loro
favorevoli proprietà fisiche quali una
maggiore conducibilità termica e un
minore coefficiente di dilatazione
termica lineare. I vantaggi offerti dai
suddetti acciai possono essere effettivamente sfruttati solamente se le loro proprietà di resistenza al creep raggiungono
valori comparabili con quelli degli
acciai inossidabili austenitici. Tali proprietà possono essere ottenute con
Design data: 585 °C - 300 bar
Comparison of wall thickness
12CrMoV (X20) - mod. 9CrMoV (P91) - 2.25CrMo (P22)
Pressure: 300 bar
Temperature: 580 °C
Pipe internal diameter: 255 mm
Steel: X20CrMoV 12 1
Total weight: 4587 kg
Steel: P91
Total weight: 1707 kg
Source: Babcock Oberhausen
Source: J. Hald, Technical University of Denmark
Figura 2 - Confronto tra gli spessori relativi agli acciai 12Cr-Mo-V(X20), 9Cr-Mo-V(P91), 2.25Cr-Mo(P22).
un’adeguata analisi chimica e con l’applicazione di specifici trattamenti
termici di qualità.
Nella Figura 2 viene visualizzato schematicamente il confronto tra i citati
acciai e le dimensioni ad essi associate.
di circa 1040 °C e di circa 780 °C.
Il trattamento termico di normalizzazione consente di ottenere una struttura
finale di tipo martensitico al termine del
raffreddamento e di solubilizzare la
maggior parte dei carburi e carbonitruri,
presenti nella matrice, senza determinare
un significativo aumento della dimen-
sione dei grani. Il successivo trattamento
termico di rinvenimento consente di
ottenere, sia nella fase di riscaldamento
nell’intervallo tra 550 °C e 780 °C, sia
nella fase di mantenimento alla temperatura del rinvenimento stesso, l’addolcimento della struttura martensitica originaria e la precipitazione omogenea dei
Temperatura °F
L’analisi chimica nominale corrisponde
a quanto indicato nella Tabella I.
Al fine di ottenere un buon compromesso tra l’esigenza di elevati livelli di
resistenza allo scorrimento viscoso ad
alta temperatura (creep), buoni livelli di
tenacità e limitati valori della durezza,
l’analisi chimica di questi acciai è calibrata in modo tale da consentire le previste trasformazioni e la formazione di
precipitati mediante opportuni trattamenti termici di fornitura (normalizzazione e successivo rinvenimento); a
questo riguardo si segnala la fondamentale importanza del rapporto tra il contenuto dell’alluminio e dell’azoto.
Tenendo conto delle trasformazioni
strutturali che si verificano alle diverse
temperature (Fig. 3), la normalizzazione
ed il successivo rinvenimento vengono
eseguiti rispettivamente alla temperatura
Temperatura °C
2. Metallurgia degli acciai al
9Cr-1Mo-Nb-V
Secondi
Minuti
Ore
Tempo
Figura 3 - Diagramma C.C.T. di una specifica analisi chimica di un acciaio 9Cr-1Mo-0.2V-0.1Nb
con dimensione del grano austenitico ASTM n° 9 (Diagramma realizzato dall’Autore).
TABELLA I - Tipica composizione chimica nominale degli acciai al 9Cr-1Mo-Nb-V usati nell’industria per la produzione
dell’energia elettrica.
C(%)
0.08÷0.12
Mn(%)
0.3÷0.6
P(%)
≤ 0.02
S(%)
≤ 0.01
Si(%)
0.2÷0.5
Cr(%)
8.0÷9.5
Mo(%)
0.85÷1.05
V(%)
0.18÷0.25
Nb(%)
0.06÷0.1
N(%)
0.03÷0.07
Al(%)
≤ 0.04
Ni(%)
≤ 0.4
TABELLA II - Comparazione indicativa tra le caratteristiche degli acciai al variare del cromo: 2.25%-9%-12%.
Acciaio
Composizione
nominale
2.25 Cr
9 Cr
2.25Cr-1Mo 9Cr-1Mo-Nb-V
12 Cr
9Cr-2Mo
12Cr-1Mo-V
12Cr-1Mo-1W- Nb-V 12Cr-0.4Mo-2W-Cu
ferrite + martensite ferrite + martensite
rinvenuta
rinvenuta
Microstruttura
ferrite +
perlite
martensite
rinvenuta
ferrite+ martensite
rinvenuta
Martensite
rinvenuta
Resistenza
min. [N/mm2]
422
598
520
700
600
600
Snervamento
min. [N/mm2]
210
422
300
500
400
400
Allungamento
min. %
30
20
20
17
20
20
Tensioni ammissibili
[N/mm2] ASME
P22
P91
HCM9M
X20CrMoV121
HCM12
HCM12A
550°C
49
97
85
87
101
104
600°C
28
67
41
40
70
87
650°C
--
30
17
16
35
45
carburi e carbonitruri nella matrice martensitica stessa, contribuendo così al
deciso miglioramento delle caratteristiche a creep del materiale. La struttura
finale sarà, pertanto, di tipo martensitico
rinvenuto con presenza di carburi e carbonitruri di vanadio e niobio. Il contributo piu importante al miglioramento
della resistenza al creep di questi acciai è
associato ai fenomeni di “solid solution
hardening”, quale conseguenza della
presenza del molibdeno, e di “precipitation hardening”, quale conseguenza
della precipitazione di carburi tipo
M23C6 [4]. Oltre a quanto già detto, altri
studi effettuati da Czyrska [5] consentono di affermare che la resistenza a
creep dipende anche dalla densità delle
dislocazioni dei reticoli della martensite,
dai carburi fini dispersi uniformemente
nella struttura, dalla formazione di particolari fasi intermetalliche.
Al termine della normalizzazione la
struttura completamente martensitica del
materiale presenta livelli di durezza
generalmente non superiori a 450 HV10.
In linea di principio, per una generica
analisi chimica, le temperature di inizio
(Ms) e fine trasformazione della martensite (Mf) si attestano rispettivamente
intorno ai 380 °C e 180 °C. Questi valori
della temperatura possono variare, ma
non in modo significativo, in funzione
della reale analisi chimica del materiale
e, in misura minore, della dimensione
del grano austenitico primario.
Una comparazione indicativa tra le
diverse tipologie di acciai, tenuto conto
del valore del cromo, con riferimento
alle loro proprietà meccaniche a temperatura ambiente ed i valori delle tensioni
massime ammissibili di resistenza a
creep, in accordo al codice ASME, sono
riassunti nella Tabella II.
3. Problematiche di
approvvigionamento degli
acciai 9Cr-1Mo-Nb-V
Dal punto di vista metallurgico e tecnologico si può affermare che i materiali
caratterizzati da un'analisi chimica equivalente e sottoposti ad uno stesso tipo di
trattamento termico possiedono sia la
stessa identità strutturale sia le stesse
caratteristiche di resistenza meccanica a
temperatura ambiente ed a scorrimento
viscoso, indipendentemente dalla norma
utilizzata come riferimento. La pratica
applicazione dei soli requisiti minimi
previsti dalle diverse norme per la realizzazione e l’impiego di questi acciai sono
tali che, per quanto maturato in differenti esperienze dirette ed indirette, non
riescono a garantire in modo ripetitivo la
corretta qualità finale dei semilavorati.
Inoltre, i realizzatori di tali semilavorati,
per assicurarne l’idoneità all’impiego,
dovrebbero definire i principali parametri che devono essere utilizzati dai fabbricanti di componenti per svolgere correttamente tutte le principali attività
tecnologiche che certamente inducono
variazioni strutturali del materiale
rispetto alle condizioni originali, quali i
trattamenti termici. Queste valutazioni
dovrebbero essere effettuate integrando
le informazioni contenute nelle norme di
riferimento con le informazioni deducibili dal diagramma tempo, trasformazione, temperatura (C.C.T.) di questi
specifici acciai.
Come si può osservare dall’esame del
diagramma C.C.T., illustrato nella
Figura 3, la trasformazione completa
dell’austenite, a partire dalla temperatura di austenitizzazione, in martensite
avviene in genere per velocità di raffreddamento capaci di garantire tempi di raffreddamento sino a circa 180 °C non
superiori a 5000 secondi.
L’adozione di raffreddamenti più drastici di quello limite sopra definito non
determina apprezzabili variazioni
di durezza della martensite finale ottenibile.
Al contrario, una pronunciata diminuzione della durezza della martensite si
verifica per velocità di raffreddamento
inferiori a quella limite (tempi di raffreddamento sino a 180 °C superiori a 5000
secondi). In tal caso, infatti, l’austenite
durante il raffreddamento comincia a
trasformarsi in strutture di pseudo-equilibrio e/o di equilibrio (bainite, ferrite,
perlite e carburi), in quantità crescenti
all’incrementarsi degli stessi tempi di
raffreddamento. Con velocità di raffreddamento basse, inoltre, la massiccia formazione di carburi che si produce
durante la normalizzazione, e non
durante il successivo trattamento
termico di rinvenimento, peggiora significativamente le proprietà di resistenza
allo scorrimento viscoso del materiale.
La presenza di strutture di equilibrio
unitamente alla anomala precipitazione
di carburi conseguenti ad un improprio
trattamento termico di normalizzazione,
riducono pesantemente sia le caratteristiche tensili a temperatura ambiente sia
quelle di resistenza allo scorrimento
viscoso del materiale.
L’eventuale esecuzione di un nuovo trattamento termico di rinvenimento, successivo a quello di fornitura, non è in
grado di correggere le sopra descritte
anomalie microstrutturali del materiale,
risultando pertanto inefficace al fine di
ripristinare le attese proprietà di resistenza del materiale. Pertanto una rigenerazione completa del materiale può
essere ottenuta soltanto attraverso la
ripetizione del trattamento termico di
normalizzazione, seguito da quello di
rinvenimento, eseguito con il rigoroso
rispetto delle precauzioni esecutive precedentemente descritte.
Per la valutazione della qualità di fornitura del materiale 9Cr-1Mo-Nb-V gli
strumenti disponibili imposti dalle
norme di riferimento non sono coincidenti e, pertanto, possono esistere livelli
diversi di confidenza sul materiale
offerti all’utilizzatore finale dell’acciaio
in oggetto.
Su questa base, al fine di assicurare la
corrispondenza tra il materiale ordinato
ed il materiale effettivamente ricevuto e
quindi l’adeguatezza alle condizioni previste progettualmente, sono indicati nel
seguito i requisiti minimi da imporre ai
fornitori dei semilavorati metallici:
1) Evidenza dei parametri utilizzati per
il trattamento termico di normalizzazione e rinvenimento con l’adozione
dei seguenti requisiti:
a) il rilievo delle temperature adottate in funzione del tempo per il
trattamento termico deve essere
eseguito con termocoppie poste a
contatto con la superficie metallica di uno o più pezzi sottoposti
allo stesso trattamento termico ed
appartenenti alla stessa colata. Nel
caso di pezzi provenienti da
diverse colate e sottoposti contemporaneamente al medesimo trattamento termico occorre posizionare
una termocoppia a contatto con
almeno un pezzo proveniente da
ogni singola colata. In nessun caso
dovrà essere accettato il controllo
della temperatura della sola atmosfera del forno;
b) i rilievi della temperatura devono
essere di tipo continuo ed i valori
misurati devono corrispondere a
quelli definiti dalla relativa norma
di riferimento: in particolare tali
valori dovranno essere compresi
tra 1040÷1090 °C per il trattamento di normalizzazione e tra
770÷790 °C per quello di rinvenimento, mantenendosi per quest’ultimo preferibilmente al di sopra
dei 780 °C. I rilievi di temperatura
devono essere eseguiti durante
l’intero svolgimento del trattamento termico, cioè durante il
riscaldamento, la successiva permanenza alla temperatura di mantenimento e il raffreddamento
finale sino a temperatura
ambiente. Particolare importanza
riveste, nell’ambito del trattamento termico di normalizzazione,
il valore della velocità di raffreddamento dalla temperatura di
austenitizzazione ad una temperatura ≤ 100 °C. Tale velocità di raffreddamento, condizionando l’effettivo raggiungimento di una
struttura finale completamente
martensitica, non deve essere inferiore alla velocità critica di tempra
corrispondente ad un tempo totale
di raffreddamento misurato sino a
circa 180 °C non superiore a circa
5000 secondi;
c) il tempo intercorrente tra la fine
del trattamento termico di normalizzazione e l’inizio di quello di
rinvenimento deve essere il più
breve possibile a causa della particolare suscettibilità del materiale a
subire possibili fessurazioni in
ambiente umido.
2) Esecuzione delle prove meccaniche a
temperatura ambiente previste dalle
relative norme di riferimento.
3) Esecuzione dell’esame micrografico
di un campione di materiale prelevato
da ciascuna colata e per ogni trattamento termico eseguito (ingrandimento 200x, oppure 500x nel caso di
strutture molto fini). Questo esame
deve mettere in evidenza una strut-
tura metallografica integralmente di
tipo martensitico rinvenuta con la
pratica assenza di ferrite delta.
4) Esecuzione di rilievi di durezza su
ogni pezzo trattato termicamente
mediante un durometro con penetratore tipo Brinell. I valori misurati su
ogni pezzo dovranno essere confrontabili con quelli rilevati sul relativo
campione (proveniente dalla medesima colata e dal medesimo trattamento termico) sottoposto al precedente esame micrografico e in ogni
caso devono essere compresi nel
campo di 200÷250 HB.
Sulla base delle osservazioni sopra indicate e delle esperienze fino ad oggi
maturate, sia in campo nazionale sia in
campo internazionale, si afferma che il
rispetto dei soli “requisiti minimi” definiti dalla normativa di riferimento
(codici e norme) non sono sufficienti a
garantire l’idoneità all’impiego di questi
acciai. La chiave del successo per questi
acciai è identificata nella “microstruttura” che deve avere precise caratteristiche, caratteristiche che devono essere
create dalla produzione originale dell’acciaio e mantenute tali dopo le successive lavorazioni tecnologiche quali la
formatura a caldo, la forgiatura, la saldatura utilizzata per la fabbricazione e la
riparazione dei componenti.
4. Problematiche principali di
saldatura
Durante la saldatura la morfologia della
zona saldata e delle zone termicamente
alterate è largamente controllata dal
ciclo termico, il quale è influenzato a sua
volta dalla temperatura di preriscaldo,
dal processo di saldatura, dai parametri
adottati e dai trattamenti termici di rinvenimento (PWHT).
In generale, si deve tenere conto della
esigenza di ottenere anche nel giunto
saldato la struttura metallografica finale
richiesta (martensite rinvenuta) e di eliminare, o almeno mitigare, il fenomeno
della criccabilità a freddo connesso alla
presenza dell’idrogeno di saldatura. Al
fine di minimizzare questo fenomeno, il
materiale d’ apporto dovrà essere adeguatamente trattato con un procedimento di essiccatura prima dell’utilizzo
e movimentato seguendo rigorosamente
le prescrizioni del fabbricante.
Le Figure 4 e 5 presentano i tipici cicli
termici che devono essere adottati per la
saldatura di giunzioni omogenee tra gli
acciai tipo 9Cr-1Mo-Nb-V (Fig. 4) e
nelle diverse combinazioni con altri
materiali quali gli acciai al 2.25Cr-1Mo
(Fig. 5). Particolare attenzione dovrà
essere posta nei confronti della fase di
raffreddamento del giunto, al termine
delle operazioni di saldatura, raggiungendo cioè una temperatura finale di
circa 100 °C da mantenere per un tempo
non inferiore ai 60 minuti. Ciò permetterà la completa trasformazione dell’austenite in martensite mitigando, nel cont em p o , i r is c h i d i fe ssura z i one da
idrogeno che si potrebbero manifestare
qualora il giunto fosse raffreddato sino a
temperatura ambiente. Inoltre il giunto,
così “martensitizzato”, dovrà essere
direttamente sottoposto al successivo
trattamento termico di rinvenimento.
Le raccomandazioni del codice ASME
Boiler & Vessel Code suggeriscono che
la massima temperatura di rinvenimento
dopo la saldatura per i materiali del
gruppo PNo. 5B, Gruppo 2, ovvero
gli acciai tipo P91, sia pari a 774 °C
(1425 °F) con le seguenti possibili variazioni [6]:
1. per valori di Ni+Mn compresi tra 1.0
e 1.5% la massima temperatura di rinvenimento deve essere non maggiore
di 788 °C (1450 °F);
2. per valori di Ni+Mn minori di 1.0%
la massima temperatura di rinvenimento deve essere non maggiore di
799 °C (1470 °F).
Lo scenario sopra descritto costituisce
l’approccio americano al riguardo,
approccio sostanzialmente diverso
rispetto a quello maturato e adottato in
ambito italiano ed europeo, ovvero
l’adozione di valori della temperatura di
rinvenimento inferiori di circa 20÷30 °C
rispetto ai valori effettivamente utilizzati
nel trattamento di qualità (normalizzazione e rinvenimento). Fa eccezione la
saldatura per la riparazione delle fusioni
per le quali è sempre prevista l’esecuzione del trattamento di qualità dopo il
completamento delle riparazioni stesse.
Altri studi [7] su talloni 9Cr-1Mo-Nb-V
(50 mm di diametro esterno e 6 mm di
spessore) saldati con processi tutto
GTAW e tutto SMAW adottando diversi
valori di temperatura di preriscaldo
(200 °C, 250 °C, 300 °C) e di rinvenimento dopo saldatura (650 °C, 750 °C,
Figura 4 - Ciclo di trattamento termico tipico per saldatura degli acciai al 9Cr-1Mo-Nb-V.
Figura 5 - Ciclo di trattamento termico tipico per saldatura eterogenea P91-P22.
850 °C) hanno concluso che un valore
relativamente alto di preriscaldo
(300 °C) contribuisce ad evitare la criccabilità a freddo del giunto saldato,
mentre trattamenti termici di rinvenimento eseguiti a valori alti di temperatura (850 °C) riducono ovviamente i
valori della resistenza del materiale base
determinando una rottura nella area
posta tra la zona termicamente alterata
ed il materiale base.
La Figura 5 presenta il ciclo termico
tipico per l’esecuzione di giunzioni
saldate eterogenee tra acciaio
9Cr-1Mo-Nb-V (tipo P91) ed acciaio
2.25Cr-1Mo (tipo P22) da eseguirsi con
l’adozione del metallo d’apporto corrispondente al materiale base meno legato
2.25Cr-1Mo.
La principale problematica riguardante la
saldatura degli acciai al 9Cr-1Mo-Nb-V
(tipo P91) è rappresentata dal comportamento metallurgico del materiale in corrispondenza della porzione della zona
termicamente alterata della giunzione,
ove le modificazioni strutturali del materiale determinano la presenza di un’area
a grano fine “addolcita” (softened zone),
caratterizzata da una sensibile riduzione
(circa 10%) dei valori della durezza
rispetto al materiale base inalterato.
Questo fenomeno, sebbene sia caratterizzato da una modesta estensione,
governa la resistenza allo scorrimento
viscoso dell’intero giunto saldato soprattutto nel caso di sollecitazioni meccaniche particolarmente sfavorevoli, cioè
orientate trasversalmente alla saldatura,
in quanto l’effetto del supporto fornito
dalle zone adiacenti a resistenza maggiore diminuisce sempre più all’aumentare del tempo di servizio.
Questa riduzione delle caratteristiche di
resistenza a creep del giunto, che riveste
una fondamentale importanza soltanto
per quelle giunzioni saldate ove la sollecitazione principale agisce trasversalmente ai giunti stessi (per esempio tubi
saldati longitudinalmente e componenti
fusi riparati), potrà comunque essere eli-
minata attraverso l’esecuzione di un trattamento termico di normalizzazione e
successivo rinvenimento dopo saldatura,
analogo a quello adottato per la fornitura
dei materiali di base.
L’eventuale mancata adozione del trattamento sopra indicato imporrà una penalizzazione della resistenza a creep del
giunto saldato di cui si dovrà tenere
conto, già in sede di progettazione, attraverso l’introduzione di un opportuno
fattore di riduzione dei valori massimi
delle tensioni ammissibili.
Una problematica specifica relativa
alle giunzioni eterogenee tra acciai
9Cr-1Mo-Nb-V e acciai ferritici bassolegati (2.25Cr-1Mo) consiste nella possibile formazione di zone depauperate
del loro contenuto originale di carbonio,
in corrispondenza del materiale (di base
e/o costituente la zona fusa) a più basso
contenuto di cromo.
Tale fenomeno, che si determina per
migrazione del carbonio verso il materiale a più alto contenuto di cromo
durante l’esecuzione del trattamento
termico di rinvenimento dopo saldatura,
può penalizzare, anche in modo sensibile, le caratteristiche di tenacità a temperatura ambiente del giunto saldato.
Al contrario, le sue caratteristiche di
resistenza al creep risultano sostanzialmente comparabili con quelle di una
giunzione omogenea tra acciai del tipo
2.25Cr-1Mo.
5. Prescrizioni per i controlli
finali dopo saldatura
Allo scopo di individuare e valutare le
imperfezioni di saldatura eventualmente
presenti nel giunto, con particolare
riferimento alla possibile presenza di
fessurazioni da idrogeno, i controlli non
distruttivi da effettuare al termine della
saldatura potranno tenere conto delle
seguenti raccomandazioni tecniche:
a) Le giunzioni circonferenziali testa a
testa a piena penetrazione saranno
esaminate al 100% con esame radiografico effettuato sia prima del trattamento termico di rinvenimento
laddove il giunto saldato staziona alla
temperatura di 100 °C per consentire
la completa trasformazione dell’austenite residua in martensite, sia dopo
il completamento del rinvenimento
stesso. Dopo il completamento del
citato trattamento termico di rinvenimento si consiglia di eliminare il
sovrametallo di saldatura mediante
molatura. Le stesse saldature saranno
successivamente esaminate al 100%
con il controllo ultrasonoro per accertare le discontinuità orientate sia longitudinalmente sia trasversalmente
alla saldatura.
b) Le giunzioni circonferenziali d’angolo a piena penetrazione saranno
esaminate al 100% con l’esame ultrasonoro dopo avere rimosso, mediante
molatura, tutte le irregolarità superficiali. Le stesse saldature saranno successivamente esaminate con il controllo magnetoscopico.
c) Le giunzioni diverse da quelle indicate ai punti a) e b) saranno esaminate al 100% con il controllo magnetoscopico.
Inoltre, per accertare l’efficacia del trattamento termico di rinvenimento dopo
saldatura, al termine del suddetto trattamento, saranno eseguiti rilievi di
durezza in zona fusa per mezzo di un
durometro, preferibilmente a spine calibrate tipo Ernst, con penetratore tipo
Brinell.
I valori rilevati dovrebbero in genere
risultare come di seguito indicato:
1) Per giunzioni omogenee tra acciai
tipo 9Cr-1Mo-Nb-V:
- centro zona fusa 220÷260 HB.
2) Per giunzioni eterogenee tra acciai
tipo 9Cr-1M o-N b-V e a c c i a i a l
2.25 Cr-1Mo:
- centro zona fusa 180÷220 HB.
6. Conclusioni
I vantaggi derivanti dall’impiego dell’acciaio martensitico 9Cr-1Mo-Nb-V, per la
costruzione delle tubazioni e delle
valvole per il trasferimento del vapore ad
alta pressione ed alta temperatura, è
ormai riconosciuto dalle società di inge-
Bibliografia
[1]
Tolle E., Mandina M.: «Acciai martensitici al 9Cr-1Mo-Nb-V per componenti eserciti in regime di scorrimento viscoso ad
alta temperatura: problematiche di approvvigionamento, di saldatura e di controllo», Giornate Nazionali di Saldatura, Istituto Italiano della Saldatura, Milano, Novembre 2001.
[2]
Directive 2001/80/EC of the European Parliament and the Council of the 23 October 2001 on the limitation of emissions of
certain pollutants into the air from large combustion plants, Official Journal of the European Communities, L309/1L309/21.
[3]
Brozda J.: «Characteristics and benefits of new generation creep-resistant steels and the properties of welded joints»,
Welding International, 18, (8), 2004, pp. 599-608.
[4]
Foldyna V. et al.: «Creep and fracture of engineering materials and structures», 2nd Int. Conference, Swansea, UK, 1984.
[5]
Czyrska-Filemonowicz A., Zielinska-Lipiec A., Ennis P.J.: «Modified 9%Cr steels for advanced power generation: microstructure and properties», Journal of Achievements in Materials and Manufacturing Engineering, 19, (2), December 2006,
pp. 43-48.
[6]
Henry J. F.: «Growing experience with P91/T91 forcing essential code changes», Combined Cycle Journal, First Quarter,
2005, pp. 8-17.
[7]
Ghosh P.K., Singh V.: «Influence of pre- and post- weld heating on weldability of modified 9Cr-1Mo (V-Nb) steel pipe
under shielded metal arc and tungsten inert gas welding processes», Science and Technology of Welding and Joining, 9,
No. 3, 2004.
gneria di molti paesi. Infatti, le eccellenti
caratteristiche di resistenza a creep
offerte da questo materiale a temperature
di progetto comprese tra 550 e 600 °C
consentono, rispetto ai convenzionali
materiali basso-legati al cromo-molibdeno tipo 2.25Cr-1Mo, considerevoli
riduzioni di spessore della parete resistente dei citati componenti per il trasferimento del vapore. La particolare composizione chimica degli acciai al
9Cr-1Mo-Nb-V, sostenuta da un rapporto
adeguato tra il contenuto dell’alluminio e
dell’azoto e dalla pratica assenza della
ferrite delta, consente di ottenere elevati
livelli di resistenza a creep nel tempo; il
valore basso del contenuto di carbonio in
generale determina una buona lavorabilità e saldabilità. In ogni caso, particolare
attenzione deve essere rivolta all’esecuzione dei trattamenti termici di fornitura,
alle varie attività tecnologiche di trasformazione e alle attività di saldatura.
Occorre infine osservare che le lavorazioni meccaniche, eseguite alla temperatura ambiente, che determinano deformazioni plastiche permanenti maggiori del
15÷20%, possono provocare la riduzione
della resistenza a creep del materiale.
Qualora fossero superati questi valori è
necessario eseguire nuovamente l’intero
ciclo di trattamento termico di normalizzazione e rinvenimento [6].
Theocharis LIRATZIS, laureato in Ingegneria Meccanica presso l’Università
degli Studi di Napoli nel 1992. Dopo aver lavorato nel settore di costruzione
degli impianti di produzione di energia elettrica come responsabile della
saldatura e dei controlli non distruttivi, ha effettuato presso l’Università di
Cranfield (UK) il dottorato di ricerca, concluso nel 2007, con la sua tesi sul
“Tandem Gas Metal Arc Pipeline Welding”. Ha proseguito l’attività di Senior
Welding Engineer presso la Consolidated Contractors Company e dal
Settembre 2009 svolge l’attività di assistenza alle attività tecnologiche per la
saldatura ed il controllo di componenti saldati, con particolare riguardo agli
impianti di produzione di energia elettrica. Certificato IWE.
Mauro FORNO, laureato nel 1978 in Ingegneria Civile sezione Idraulica.
Site manager per cantieri stradali in Nigeria dal 1978 al 1982, funzionario in
società di consulenza nel campo dell’energia appartenente al gruppo Ansaldo
dal 1982 al 1987, poi responsabile dell’ufficio impianti trattamento acque e
impianti idroelettrici di piccola taglia in Ansaldo Industria ed in Ansaldo
Energia dal 1987 al 2004. Dal 2004 responsabile dell’Ente TLC (Tecnologie
di fabbricazione e controlli non distruttivi, processo di Licensing per Direttive
CE) presso l’Ingegneria Impiantistica dell’Ansaldo Energia. Certificato IWE,
IWI, esperto CND.
Christian PIOMBINO, laureato in Ingegneria Meccanica presso l’Università
di Genova nel 1998. Brevi esperienze di assistenza nei campi dell’analisi
costi, tempi e metodi e degli acquisti / e-procurement fino al 2000.
Dal 2002 responsabile Assicurazione della Qualità Fornitori presso il
Gruppo Valeo operante nel settore automotive attraverso uno specifico
percorso di formazione nelle diverse Direzioni del gruppo Valeo nel periodo
2000-2001. Dal 2003 responsabile Controllo Qualità Fornitori di Ansaldo
Energia. Certificato IWI, esperto CND.
Elio TOLLE, funzionario dell’Istituto Italiano della Saldatura dal 1968 al
1982, quindi responsabile dei controlli non distruttivi e delle tecnologie di
fabbricazione presso l’Ingegneria Impiantistica dell’Ansaldo Energia dal
1982 al 2004. Dal 2005 è consulente Ansaldo Energia per le discipline
tecnologiche. Presidente della Commissione Prove Non Distruttive dal 1990,
Capo Gruppo Settoriale IV “Impianti ed energetica” dal 1995, vice
Presidente della Commissione Beni Culturali-NORMAL dal 1998, dell’Ente
nazionale di unificazione (UNI).
Marcello MANDINA, laureato in Ingegneria Meccanica presso l’Università
di Genova nel 1994. Funzionario dell’Istituto Italiano della Saldatura dal
1995; attualmente è Responsabile dell’Area Caldareria della Divisione
Assistenza Tecnica Saldatura. Svolge attività di ispezione ed assistenza
tecnica nel campo delle strutture saldate, con particolare riferimento alla
fabbricazione, controllo e riparazione di apparecchiature e sistemi in
pressione.
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 della
società 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.
Calendario ed orario delle lezioni e sede di svolgimento
Il Corso prevede quattro materie di tipo teorico (svolte nelle Parti 1 e 3) ed una fase dedicata
all’addestramento pratico (Parte 2). Le lezioni saranno svolte a tempo pieno nelle giornate di
Giovedì e Venerdì con cadenza bisettimanale; l’inizio delle lezioni è previsto a partire dall’Ottobre
2010, il termine entro il mese di Luglio 2011.
Presentazione delle caratteristiche di dettaglio del corso
Per consentire a tutti gli interessati di valutare adeguatamente le caratteristiche del corso prima
ancora di procedere all’iscrizione, sarà effettuata una presentazione (in forma gratuita e non impegnativa) presso la società Bytest srl, in Via Pisa 12 a Volpiano (TO), il prossimo Lunedì 12 Luglio
2010, alle ore 17:00.
Nell’ambito della presentazione saranno presentati i contenuti del corso, il calendario delle lezioni, le
modalità di svolgimento degli esami finali.
Iscrizione (gratuita) alla presentazione
Per l’iscrizione alla presentazione in forma non impegnativa, è possibile contattare direttamente la
divisione Formazione dell’IIS oppure inviare via fax il presente bando, debitamente compilato nel
riquadro sottostante.
Informazioni e riferimenti
Per ulteriori informazioni è possibile rivolgersi all’Istituto Italiano della Saldatura (Lungobisagno
Istria 15, 16141 Genova, Web www.formazionesaldatura.it), Divisione Formazione, al numero
010 8341371 (fax 010 8367780), oppure all’indirizzo di posta elettronica [email protected].
SCHEDA PARTECIPAZIONE PRESENTAZIONE CORSO
Nome e cognome _______________________________________________________________
Ragione sociale ________________________________________________________________
Indirizzo ______________________________________________________________________
CAP _____________ Città _____________________________ Prov.______________________
Telefono ________________ Fax __________________ e-mail ___________________________
La presente scheda dovrà essere inviata tramite fax al numero 010 8367780 o e-mail all’indirizzo [email protected]
ENTRO IL 02 LUGLIO 2010, per la semplice registrazione dei partecipanti alla presentazione del corso.
In caso di disdetta Vi preghiamo cortesemente di voler avvisare la Segreteria Formazione (Telefono 010 8341371).
Si ricorda che la partecipazione è a titolo completamente gratuito ed in forma non impegnativa.
Trattamenti termici localizzati, modalità
di esecuzione ed applicazioni
(°)
M. Fanetti *
Sommario / Summary
L’articolo illustra le principali tecnologie attualmente in uso
per l’esecuzione dei trattamenti termici localizzati sui giunti
saldati. Oltre al tradizionale metodo a resistenza che da anni
monopolizza il mercato dei TTL, da alcuni anni si sta riaffermando la tecnologia ad induzione grazie all’introduzione di
nuove apparecchiature compatte a media frequenza che consentono una facile gestione dell’intero processo.
Sono stati inoltre sviluppati prodotti che consentono la sostituzione dei poco efficienti e pericolosi sistemi di preriscaldo
a gas mediante l’uso di moduli emettitori di onde all’infrarosso che permettono il controllo delle temperature durante le
fasi di saldatura.
Negli ultimi anni sta largamente diffondendosi il metodo ad
effetto Joule, che viene particolarmente utilizzato per la rimozione delle tensioni residue sui tubi degli scambiatori di
calore dopo deformazione plastica, quale piegatura e ovalizzazione.
The article illustrates the main technologies actually in use
for the execution of localized heat treatments on welded
joints. Beyond the traditional resistance method, that has
been monopolizing the LHT market for quite a long time, the
induction technology has been reaffirming for some years,
due to the introduction of new compact medium frequency
machines allowing an easy management of the whole
process.
Furthermore new products have been developed, allowing
the substitution of the not very efficient and dangerous preheating gas systems by means of modules emitting infrared
waves that allow to control temperatures during the welding
phases.
During last years, the Joule Effect method has been widely
expanding; it is mainly used to remove residual stresses on
the tubes of heat exchangers after plastic deformation, such
as bending and ovalization.
Keywords:
Heat treatment; induction; infrared; local effects; post weld
heat treatment; post weld operations; preheating; stress
relieving; welded joints.
(°) Memoria presentata al Convegno IIS: “I trattamenti termici di componenti
e strutture saldate” - Genova, 30 Settembre 2009.
*
AEC Technology Srl - Campagnola Cremasca (CR).
M. Fanetti - Trattamenti termici localizzati, modalità di esecuzione ed applicazioni
Quando eseguire i trattamenti
termici localizzati (TTL)
I trattamenti termici sui metalli sono
generalmente eseguiti in forno ma nel
caso delle strutture saldate vi sono svariate condizioni che richiedono l’esecuzione del trattamento termico solo di una
porzione del manufatto. In questo caso il
trattamento interesserà solo la zona della
saldatura più la zona termicamente alterata ed una fascia di materiale base con
una larghezza variabile a seconda dello
spessore del materiale base e della normativa di riferimento.
I trattamenti termici localizzati si eseguono quando:
• la dimensione del pezzo è superiore
alla dimensione del forno disponibile;
• la parte da trattare fa parte di un
impianto di grosse dimensioni come
ad esempio i tubi di una linea vapore
di una centrale termoelettrica;
• la parte da trattare è limitata rispetto
alla totalità del pezzo, ad esempio la
saldatura circonferenziale di unione
di due tronconi di virole già trattate in
forno;
• non è possibile eseguire il trattamento
nel forno come nel caso degli scambiatori di calore dove sono presenti i
tubi del fascio tubiero in acciaio inox
Figura 1 - Induttore inserito nel tirante di
chiusura di una cassa turbina N.P.
che non possono subire lo stesso trattamento del mantello in acciaio al
carbonio;
• lo spostamento del manufatto presso
il forno disponibile risulta troppo
costoso e richiede troppo tempo (trasporti eccezionali, tempi stretti di
consegna, ecc.);
• è sconsigliato l’uso di fiamme e gas
che potrebbero causare inclusioni di
idrogeno nei materiali;
• è richiesta una elevata uniformità
sulle temperature misurate che sui
manufatti di grande diametro non
sono raggiungibili in forno.
Le nome di riferimento
Vi sono diverse norme di riferimento,
quali le ASME, EN, AWS, ecc., con prescrizioni non sempre corrispondenti ed è
quindi fondamentale che la società esecutrice dei trattamenti termici riceva dal
committente indicazioni chiare sulla
norma di riferimento e sul ciclo termico
da eseguire.
Differenti metodi
I principali metodi utilizzati sono ad
induzione, a resistenza, ad infrarosso e
ad effetto Joule.
Ogni metodo ha differenti peculiarità e
quindi diverse applicazioni.
Metodo ad induzione
Nel metodo ad induzione il riscaldamento del pezzo avviene per mezzo di
un potente campo
magnetico generato da una bobina
(induttore), nel
quale circola una
elevata corrente
a l t e r n a t a . Ta l e
campo magnetico
induce delle correnti parassite
nella massa metallica coinvolta, che
tendono a concent r a r s i m a g g i o rmente sulle superfici interne ed
e s t e r n e . L e c o rrenti parassite a
loro volta riscal-
dano la massa metallica per effetto Joule
(Potenza dissipata = I2xR).
Questa caratteristica rende il metodo ad
induzione particolarmente adatto a
riscaldare masse di grande spessore
garantendo una buona uniformità tra la
superficie esterna ed interna del pezzo o
quando sono necessari tempi di riscaldamento molto rapidi.
Maggiore è la frequenza della corrente
che circola nell’induttore, minore sarà la
penetrazione del riscaldamento nello
spessore del materiale, ma maggiore
sarà la velocità di riscaldamento. Per
questa ragione vi sono diverse frequenze
di lavoro per diverse applicazioni:
• Bassa frequenza 50 - 500 Hz ideale
per preriscaldi e trattamenti termici di
distensione.
• Media frequenza 5 - 20 kHz per preriscaldi molto rapidi e trattamenti
termici di distensione.
• Alta frequenza > 100 kHz per la
tempra superficiale.
Nel caso del trattamento termico di
distensione la profondità di penetrazione
tra bassa e media frequenza è un dato
non rilevante in quanto il centro dello
spessore del materiale in trattamento
riesce a raggiungere la temperatura
superficiale, dato che i tempi di ciclo
termico sono molto lunghi.
Le apparecchiature a media frequenza
sono particolarmente utilizzate per preriscaldi su pipeline, calettamenti e scalettamenti a caldo e per serraggio e sbloccaggio dei tiranti di grosse dimensioni.
Quest’ultima applicazione è innovativa e
consente un enorme risparmio di tempo,
ad esempio, nella chiusura od apertura di
una cassa turbina il tempo necessario è
circa ¼ del tempo standard, senza i rischi
dovuti all’utilizzo di chiavi idrauliche o
pretensionatori ad alta pressione.
Un particolare induttore viene inserito
nella cava centrale del tirante ed in circa
2-3 minuti questo si dilata consentendo
lo sbloccaggio od il serraggio senza
l’ausilio di chiavi idrauliche. Una volta
dilatato è sufficiente ruotare a mano di
alcuni gradi il dado corrispondente per
ottenere il serraggio voluto una volta che
il tirante si sarà raffreddato (Fig. 1).
Altre applicazioni tipiche sono i preriscaldi di saldatura o postriscaldi per il
rivestimento a caldo nel settore dei pipeline dove i tempi di riscaldamento sono
di soli 2-3 minuti. Solo i sistemi ad induzione possono garantire tempi di riscal-
Figura 2 - Induttore apribile a media
frequenza per pipeline offshore.
damento così rapidi. A tale scopo si utilizzano induttori a ganascia che abbracciano il tubo e consentono una rapida
movimentazione (Fig. 2).
Metodo a resistenza
Il metodo a resistenza è il più comunemente utilizzato nei preriscaldi e nei trattamenti termici localizzati per la sua
estrema flessibilità e generalmente per i
bassi costi unitari.
Il metodo a resistenza consiste nel
riscaldare una o più resistenze elettriche
che a contatto del pezzo cedono per conduzione il calore generato. Una copertura isolante in fibra di silicato trattiene
il calore evitando la dispersione termica.
Figura 3 - Preriscaldo a 200 °C raggiunto in
1 ora di un bocchello diametro 1500 mm,
spessore 500 mm, presso AREVA Francia.
Una o più termocoppie rilevano la
temperatura del
pezzo in trattamento e l’apparecchiatura di
controllo eroga
più o meno
energia per regolare la temperatura desiderata.
Le resistenze
devono es s ere
fissate al pezzo
per mezzo di
perni inox saldati
a scarica capacitiva.
Questo
sistema ha il vantaggio di adattarsi a qualsiasi geometria
del pezzo da trattare, garantisce la
massima uniformità della temperatura
anche su pezzi di grandi dimensioni e
con spessori variabili, consente di
variare la concentrazione della potenza
su differenti zone e non ha limiti di
potenza, potendo utilizzare più apparecchiature sullo stesso pezzo (sono stati
eseguiti TTL con oltre 2 Megawatt
impiegati) (Fig. 3).
Quando non è possibile posizionare le
resistenze su entrambe le superfici del
pezzo in trattamento, come ad esempio
sui tubi o sul mantello di uno scambiatore con all’interno il fascio tubiero, si
rileva una differenza di temperatura tra
la superficie dove
è posizionata la
res is tenza
e
quella opposta senza resistenza. Per
ridurre questo ΔT è necessario allargare
quanto più possibile la fascia riscaldata e
ridurre al minimo la velocità di salita
della temperatura.
Le resistenze elettriche, per meglio adattarsi al pezzo, possono essere realizzate
in svariate forme. Le più comuni sono a
stuoia, a striscia, a dita, unifilari e di tipo
Snake. Sono composte da un filo conduttore in Ni-Cr rivestito in ceramica di
allumina.
Il metodo a resistenza può essere utilizzato su quasi tutti i manufatti eccetto
quando questi sono in rotazione.
Metodo ad infrarosso
Il metodo ad infrarosso è stato sviluppato per consentire di sostituire i convenzionali poco efficienti, e in alcuni
casi pericolosi, sistemi di preriscaldo a
fiamme libere.
La tipica applicazione dei pannelli ad
infrarosso è il preriscaldo di grosse
masse rotanti durante la fase di saldatura
(Fig. 4).
I pannelli ad infrarosso consentono:
• di eliminare il rischio di utilizzo del
gas in officina;
• di eliminare i gas combusti respirati
dall’operatore con conseguente
aumento della produttività;
• la riduzione dei tempi per il raggiungimento della temperatura desiderata
(circa ¼ del tempo);
• la massima resa energetica;
• il perfetto controllo della temperatura
durante tutta la fase di saldatura;
• una grande flessibilità.
Figura 4 - Preriscaldo ad infrarosso a
160 °C in 4 ore di uno scambiatore di calore
diametro 8000 mm, spessore 240 mm.
I pannelli sono composti da elementi
metallici emettitori di onde infrarosse
che per mezzo di parabole concentrano
l’emissione infrarossa sulla superficie
del pezzo da riscaldare.
Il riscaldamento avviene per assorbimento delle onde infrarosse sulla superficie del pezzo.
Non vi è contatto tra il pannello ed il
pezzo e quindi quest’ultimo può ruotare
liberamente.
Un pirometro ottico posto nelle vicinanze della testa di saldatura misura la
temperatura del pezzo e l’apparecchiatura di controllo eroga più o meno
energia per regolare la temperatura desiderata in modo da garantire in ogni
istante una temperatura di saldatura
costante. Questo consente una qualità di
saldatura inimmaginabile rispetto ai tradizionali bruciatori a gas dove spesso
viene superata la temperatura di interpass.
I pannelli sono estremamente flessibili,
avendo la possibilità di conformarsi al
profilo del pezzo, e possono assumere
si a f o r me c o n c a v e c he c onve sse ,
vengono posti a cavallo del cianfrino di
saldatura e sostenuti da una semplice
struttura tubolare realizzata dal cliente.
La massima temperatura raggiungibile è
di 350 °C. Le apparecchiature di controllo sono le normali apparecchiature in
bassa tensione utilizzate per l’esecuzione dei TTL.
Metodo ad effetto Joule
Il metodo ad effetto Joule ottiene il
riscaldamento del pezzo per mezzo del
passaggio di corrente attraverso una
massa metallica resistiva. Maggiore è la
corrente erogata, più rapida è la velocità
di riscaldamento. Si possono ottenere
così in pochi secondi temperature superiori a 1150 °C.
La corrente attraversa l’intera sezione
del pezzo riscaldandolo uniformemente
per tutta la sua lunghezza. È importante
che la sezione del pezzo sia costante per
tutta la sua lunghezza ed è per questo
motivo che l’applicazione tipica di
questa tecnologia è per la rimozione
delle tensioni residue dopo piegatura dei
tubi di scambiatori di calore sia inox che
al carbonio (Fig. 5).
Per realizzare ciò è stata sviluppata una
famiglia di apparecchiature con potenze
variabili tra i 60 e i 460 kW in grado di
trattare tubi fino ad una lunghezza di
19 m in un’unica soluzione.
Il trattamento può essere realizzato in
aria calma o a richiesta in atmosfera controllata di azoto sia interna al tubo che
esterna.
Le diverse tecnologie fin qui illustrate
possono essere utilizzate per l’esecuzione di differenti trattamenti termici.
Quest’ultimo metodo a media frequenza,
data la grande velocità del raggiungimento della temperatura e il tempo
ridotto dell’applicazione dell’elemento
riscaldante, sta prendendo sempre più
piede sia nelle applicazioni in officina
che nei cantieri.
Distensione
Preriscaldi e postriscaldi di
saldatura
I trattamenti di preriscaldo consistono
nel riscaldare entrambi i lembi del materiale da saldare prima dell’esecuzione
della saldatura, mentre nei trattamenti di
postriscaldo si riscalda la saldatura più il
materiale base su entrambi i lati a saldatura completata.
Le temperature sono comprese tra i 100
e i 300 °C.
Lo scopo di tali trattamenti è l’eliminazione delle tracce di umidità nel materiale base e di favorire la fuoriuscita
delle inclusioni di idrogeno dalla saldatura che causerebbero la formazione di
cricche.
Si applicano a materiali basso legati,
micro legati, ad alto snervamento e
ad acciai con carbonio equivalente
> 0.48CE.
Le tecniche utilizzate sono:
• il metodo a resistenza, quando il
pezzo non è in rotazione;
• il metodo ad infrarosso, quando il
pezzo è in rotazione;
• il metodo ad induzione, sia su pezzi
statici che in rotazione.
Figura 5 - Riscaldamento a 1150 °C di una
forcella inox per scambiatori di calore.
Il trattamento termico di distensione ha
lo scopo di ridurre il più possibile le tensioni residue che si generano nelle saldature a causa dei continui riscaldamenti e
raffreddamenti repentini dovuti al
sovrapporsi delle varie passate di saldatura oltre che a favorire la fuoriuscita
delle inclusioni di idrogeno.
Per ottenere ciò è necessario riscaldare
omogeneamente tutta la saldatura più
una porzione del materiale base e, dopo
un periodo di mantenimento chiamato
stasi, raffreddarla con una discesa a
velocità controllata. La larghezza della
porzione di materiale base da riscaldare
varia in funzione della norma applicata.
Generalmente viene considerato corretto
riscaldare una fascia di 6 volte lo spessore di saldatura.
Le temperature da raggiungere variano
dai 590 °C ai 770 °C a seconda del materiale da distendere ed il tempo di mantenimento aumenta all’aumentare dello
spessore di saldatura (Fig. 6).
Il ciclo termico ISR (Intermediate Stress
Relieving) si effettua dopo il postriscaldo prima che il pezzo discenda al di
sotto dei 150 °C. Ha lo scopo di stabilizzare la saldatura e
di favorire la fuoriuscita dell’idrogeno.
Si effettua a temperature leggermente inferiori
alla temperatura
di distensione.
Il trattamento ISR
è sempre seguito
dal trattamento
termico di distensione finale.
Le tecniche utilizzate sono a resistenza e ad induzione.
Il trattamento di
distensione degli
dando il tubo il
più velocemente
possibile. Il ciclo
termico
può
essere effettuato
in aria calma od
in atmosfera controllata di azoto
per evitare le
ossidazioni superficiali. La tecnica
utilizzata è ad
effetto Joule.
Figura 6 - Esempio di tipico ciclo termico a
720 °C.
acciai austenitici, quali i tubi degli scambiatori di calore dopo piegatura, si effettua a temperature comprese tra i 1100 °C
e i 1200 °C mantenendo la temperatura
solo per pochi secondi e quindi raffred-
Come evidenziato, non esi st e u n a
tecnica universale per l’esecuzione dei
vari trattamenti termici localizzati ma
varie tecniche che a seconda della conformazione del pezzo, del tipo di lavorazione da eseguire, delle tempistiche,
ecc., meglio si adattano allo scopo.
Sarà quindi fondamentale, prima di
effettuare la scelta del sistema di esecuzione del trattamento termico, valutare
quale è la tecnologia migliore per ottenere i risultati voluti.
Marco FANETTI, dal 1996 è amministratore della AEC Technology Srl di
Campagnola Cremasca (CR), società che si occupa della progettazione e
costruzione di macchine ed impianti per trattamento termico localizzato.
In qualità di responsabile tecnico si occupa dell’applicazione e dello sviluppo
delle nuove tecnologie e dei nuovi prodotti. Dal 1991 al 1996 è stato
responsabile tecnico presso la Società A.E.C. Elettronica Industriale di
Crema costruttrice di apparecchiature per l’esecuzione di trattamenti termici
localizzati. Dal 1979 al 1991 ha lavorato presso la Società Generale Controlli
di Crema in qualità di responsabile della divisione trattamenti termici.
Ottimizzazione dei parametri di
saldatura ibrida laser-arco della lega
di titanio Ti6Al4V
M. Brandizzi *
C. Mezzacappa **
L. Tricarico **
A.A. Satriano ***
Sommario / Summary
In quest’articolo sono riportati i risultati di un’attività di
ricerca finalizzata all’ottimizzazione, con metodi statistici,
dei parametri del processo di saldatura ibrida laser-arco di
lamiere in lega di titanio Ti6Al4V, in configurazione di
giunto di testa di spessore 3.0 mm.
Sono stati studiati gli effetti dei parametri del processo di saldatura ibrida quali: potenza del fascio laser, frequenza degli
impulsi dell’arco, lunghezza dell’arco, corrente dell’arco,
velocità del filo, posizione relativa tra laser e arco, velocità di
saldatura. La microstruttura è stata studiata utilizzando la
microscopia ottica e l’analisi morfologica delle sezioni trasversali del cordone di saldatura. L’articolo riporta i risultati
delle analisi energetiche e morfologiche.
In this study, laser-arc hybrid welding process was investigated for butt welding of Ti6Al4V titanium alloy sheets, 3.0
mm thickness.
*
The effect of hybrid welding parameters (laser power, arc
pulse repetition rate, arc length, arc current, wire feed rate,
relative positions of laser and MIG, welding speed) was
investigated. In the present research microstructure was
studied using optical microscopy and morphological analysis
of the cross-sections. The report deals with the results of
energetic and morphological analysis.
Keywords:
CO 2 lasers; combined processes; energy input; GMA
welding; laser welding; metallography; MIG welding; optimisation; penetration; process parameters; sheet; titanium
alloys; weld shape.
Centro Ricerche Fiat - Consorzio CALEF - Rotondella (MT).
** Dipartimento di Ingegneria Meccanica e Gestionale - Politecnico di Bari.
*** ELASIS - Consorzio CALEF - Rotondella (MT).
M. Brandizzi et al. - Ottimizzazione dei parametri di saldatura ibrida laser-arco della lega di titanio Ti6Al4V
1. Introduzione
L’elevata resistenza meccanica, il basso
peso specifico e l’eccezionale resistenza
alla corrosione posseduta dal titanio e
dalle sue leghe hanno condotto a molte e
diversificate loro applicazioni nei campi
aerospaziale, dell’impiantistica chimica,
della generazione di energia, dell’estrazione di petrolio e gas, delle attrezzature
sportive, nel medicale ed in altri settori
industriali [1]. Tipicamente queste strutture sono lavorate per asportazione di
truciolo da pezzi ricavati per fusione,
fucinatura o forgiatura, oppure sono
saldate con processi convenzionali ad
elevato apporto termico che generano
elevate deformazioni indotte.
La saldatura TIG (Tungsten Inert Gas),
anche nota come GTAW (Gas-Tungsten
Arc Welding), è attualmente il processo
di giunzione più comunemente applicato
per il titanio e le sue leghe; con la saldatura TIG si ottengono giunzioni di
qualità accettabile, ma il processo è lento
e, di conseguenza, non molto economico.
La saldatura MIG (Metal Inert Gas),
anche nota come GMAW (Gas-Metal
Arc Welding), permette una maggiore
produttività rispetto alla saldatura TIG,
specialmente per sezioni del giunto di
più alto spessore, ma non consente di
ottenere saldature di qualità superiore
alle più alte velocità di processo. Questa
tecnologia di saldatura ad arco richiede
alte correnti e quindi elevate velocità di
esecuzione della giunzione: gli inconvenienti del processo di saldatura MIG
sono dovuti all’instabilità dell’arco alle
più elevate velocità di processo. Inoltre,
il più elevato apporto termico induce
maggiori deformazioni delle strutture
saldate e sembra essere inevitabile la
generazione di una certa quantità di
spruzzi di metallo fuso.
L’utilizzo della saldatura laser autogena
può essere vantaggioso a causa della più
alta produttività e del più basso apporto
termico, quindi del più basso livello di
distorsione generata dal processo,
sebbene possono manifestarsi alcuni
difetti quali le incisioni marginali e le
porosità [2, 3]. Per contro, il processo di
saldatura laser richiede una maggiore
precisione nel posizionamento delle
parti da unire, in genere con un gap
massimo ammissibile nel giunto pari ad
un decimo dello spessore del materiale,
nel caso di spessori molto sottili.
Il processo che vede l’unione del laser
con una seconda sorgente di energia
come TIG, MIG, plasma, ecc., è conosciuto come processo ibrido. Il processo
di saldatura ibrida laser-arco si è rivelato
adatto a superare gli inconvenienti dei
singoli processi, conservandone i vantaggi. La saldatura ibrida è stata ampiamente studiata su una vasta gamma di
materiali nel corso degli ultimi decenni
[4, 5], ma non sono stati eseguiti molti
studi sul titanio e le sue leghe [6]. Uno
degli studi realizzati mostra l’effetto stabilizzante del fascio laser sull’arco
durante la saldatura del titanio con MIG
pulsato [7]. Inoltre, grazie alle sue caratteristiche (saldatura con filo d’apporto,
f o r m a a l l a rga t a i n s u p e r f i c i e d e l
cordone), la saldatura ibrida laser-arco
consente di eliminare le incisioni marginali e di ottenere una superficie liscia del
cordone di saldatura. È importante sottolineare che forse il vantaggio più evidente del processo di saldatura ibrida è
la capacità di colmare un gap maggiore
rispetto alla saldatura con il solo laser.
L’obiettivo di questa ricerca è stato
quello di definire i parametri di processo
ottimali per la saldatura di testa di
lamiere di spessore 3.0 mm in lega
Ti6Al4V, utilizzando il processo di saldatura ibrida laser-arco con laser a CO2
e MIG. Inizialmente sono state eseguite
delle prove preliminari di penetrazione
utilizzando il solo laser, allo scopo di
evidenziare i principali inconvenienti
legati a tale processo (incisioni marginali). In seguito sono state realizzate
diverse serie di penetrazioni con il
sistema ibrido laser-arco, sia come prove
preliminari per stabilizzare il processo
che per definire l’influenza dei parametri di processo sulla qualità del cordone
di saldatura. Infine, utilizzando le tecniche di Design of Experiment (DoE),
sono state eseguite prove di penetrazione con l’obiettivo di ottimizzare
alcuni parametri di processo.
I parametri ottimali di processo sono
stati utilizzati per eseguire una serie di
saldature di testa.
2. Setup sperimentale
Sono stati utilizzati provini di spessore
3.0 mm realizzati in lega di titanio
Ti6Al4V provenienti da uno stesso lotto
di materiale. I lembi dei giunti da saldare
sono stati lavorati per asportazione di
Figura 1 - Testa di saldatura ibrida laser-arco e sistema di protezione dalla contaminazione a
gas inerte (trailer) sviluppati dal Consorzio CALEF.
truciolo (fresatura) e puliti chimicamente. È stato usato filo d’apporto di
diametro 1.14 mm della stessa lega del
materiale base.
Le prove di saldatura sono state realizzate utilizzando una sorgente laser CO2
da 6 kW (El.En. C6000) in combinazione con un generatore MIG ESAB
LUD 450W. La testa di saldatura ibrida
laser-arco con 6 gradi di libertà, progettata e realizzata dal Consorzio CALEF,
mostrata nella Figura 1, viene spostata
lungo il giunto che rimane fisso tramite
un sistema CNC a portale con tre assi di
movimentazione: la testa ibrida consente
di collegare la testa di focalizzazione del
fascio laser (Kugler LK590 corredata da
uno specchio di focalizzazione con lunghezza focale 300 mm) e la torcia pushpull di saldatura ad arco MIG (spingifilo
ESAB MEC 4C).
Tutte le prove sono state eseguite utilizzando lo stesso sistema di protezione
dalla contaminazione a gas inerte
(trailer), appositamente sviluppato
dal Consorzio CALEF per questo tipo
d i p r o c e s s o s u t i t a ni o, a nc h’e sso
mostrato nella Figura 1. Il sistema è
composto da un ugello inclinato per la
soppressione del plasma di saldatura ed
un pattino opportunamente dimensionato per la protezione a rimorchio del
cordone di saldatura e della zona termicamente alterata in fase di raffreddamento, che evita l’uso di qualsiasi altro
dispositivo. Nell’attrezzatura di bloccaggio dei provini è realizzata una gola
in corrispondenza del cordone di saldatura, che permette il flusso del gas di
protezione dalla contaminazione anche
al rovescio.
Come gas di protezione dalla contaminazione sia sulla superficie che al rovescio è stato usato argon, mentre è stato
usato elio come gas di soppressione del
plasma. In tutte le saldature realizzate
usando questo sistema di protezione
dalla contaminazione a gas inerte si è
ottenuta una superficie del cordone brillante, lucida e priva di ossidazione.
Dopo la saldatura, i provini sono stati
valutati attraverso un’analisi visiva
dell’aspetto superficiale del cordone di
saldatura e un’analisi metallografica
delle sezioni trasversali del cordone di
saldatura.
3. Criterio di analisi del cordone
di saldatura
L’aspetto superficiale del cordone è stato
analizzato osservando i parametri evidenziati nella Tabella I, mentre le sezioni
trasversali dei cordoni (perpendicolari
alla direzione di saldatura) sono state
analizzate osservando i parametri riportati nella Tabella II.
Tutte le misure sono state realizzate utilizzando tecniche di “image processing”.
I parametri rappresentativi dell’aspetto
superficiale del cordone di saldatura
sono stati misurati su una lunghezza del
cordone di 150 mm (lunghezza campione del cordone); in particolare la lunghezza libera delle gocce (FDL, Free
Drop Length) è il valore medio delle
gocce presenti nella lunghezza campione del cordone. Per lo stesso parametro è stata definita anche la deviazione
standard, che rappresenta pertanto una
misura della stabilità del processo.
Lunghezza
libera gocce
(FDL)
Larghezza
min cordone
(minBW)
Larghezza
max cordone
(maxBW)
TABELLA I - Schema aspetto superficiale cordone e definizione dei parametri
significativi.
Parametro
Codice
Lunghezza libera gocce, mm
FDL
Larghezza massima cordone, mm
maxBW
Larghezza minima cordone, mm
minBW
È indice della stabilità del processo
anche la differenza tra la larghezza
massima (maxBW, maximum Bead
Width) e minima del cordone (minBW,
minimum Bead Width), valutata sempre
sulla stessa lunghezza campione del
cordone. Per valutare la stabilità del processo utilizzando i parametri geometrici
e morfologici del cordone di saldatura
(Tab. II), sono state realizzate almeno
due sezioni trasversali del cordone di
saldatura, eseguite in zone del cordone
rappresentative della massima e minima
larghezza. In questo caso è stato utilizzato come indice di stabilità la deviazione standard del parametro misurato.
I parametri geometrici osservati riguardano la geometria del sormonto in superficie e alla radice (TBW, Top Bead
Width - TBH, Top Bead Height - BBW,
Bottom Bead Width - BBH, Bottom
Bead Height) e le dimensioni delle incisioni marginali in superficie e alla radice
(TSDA, Top Side Depressions Area TSDH, Top Side Depressions Height TSDW, Top Side Depressions Width BSDA, Bottom Side Depressions Area BSDH, Bottom Side Depressions Height BSDW, Bottom Side Depressions Width).
I parametri morfologici osservati riguardano l’area e le dimensioni della zona
fusa e della zona termicamente alterata
(MA, Melted Area - HAZA, Heat Affected Zone Area - M&HAZA, Melted and
Heat Affected Zone Area - TFZW, Top
Fused Zone Width - BFZW, Bottom
Fused Zone Width - THAZW, Top Heat
Affected Zone Width - BHAZW, Bottom
Heat Affected Zone Width).
4. Aspetti energetici nelle prove
di penetrazione e di saldatura
La geometria del cordone di saldatura
può essere utilizzata per definire parametri utili a evidenziare com’è utilizzata
l’energia della sorgente termica. Nelle
prove realizzate con il solo fascio laser,
quest’energia è legata alla potenza della
sola sorgente laser (P LASER ), mentre
nelle prove con il sistema ibrido, l’energia a disposizione sarà legata alla
potenza totale (P TOT ), somma della
potenza laser e della potenza della saldatrice MIG (PMIG). Entrambe le potenze
possono essere ricavate utilizzando i
parametri di lavoro impostati, oppure
misurando questi parametri in uscita.
unità di superficie unita è conosciuto
come efficienza di giunzione (ηG):
Altezza
cordone
in superficie
Altezza
incisione Sx
in superficie
TABELLA II - Parametri geometrici e morfologici della sezione trasversale del
cordone di saldatura e della zona termicamente alterata.
(3)
Larghezza zona termicamente alterata e fusa in superficie
Larghezza zona fusa superficie
Anche se l’efficienza di giunzione non è
effettivamente un rendimento perché è
un parametro dimensionato, essa rappresenta comunque un’indicazione di
com’è utilizzata l’energia fornita. Un
aumento dell’efficienza di giunzione è
indice, infatti, di una riduzione del
calore utilizzato per inutili riscaldamenti
del materiale adiacente al giunto (minori
zone termicamente alterate e minori
distorsioni).
Il prodotto tra l’area fusa (MA) e la velocità di saldatura (V S ) rappresenta il
volume di
. cordone saldato nell’unità di
tempo (VF) e permette di definire parametri come l’energia fornita per unità di
volume di cordone saldato nell’unità di
tempo (EVOL), la potenza termica necessaria per la fusione (PF) e l’efficienza di
saldatura (ηS).
Larghezza cordone superficie
Area incisione Sx
in superficie
Area zona
termicamente
alterata
Disallineamento
Larghezza incisione
Sx in superficie
Area zona
fusa
Larghezza incisione
Sx alla radice
Larghezza cordone
alla radice
Altezza
incisione
alla radice
Altezza
cordone
alla radice
Area incisione
Sx alla radice
Larghezza zona
fusa alla radice
Larghezza zona termicamente alterata
e fusa alla radice
Parametro
Codice
2
(4)
MA
Area fusa, mm
Area zona termicamente alterata, mm2
L’energia fornita per unità di volume di
cordone saldato nell’unità di tempo è
definita con la seguente equazione:
HAZA
2
Area incisione in superficie, mm
TSDA
Profondità incisione in superficie, mm
TSDH
Larghezza incisione in superficie, mm
TSDW
Area incisioni alla radice, mm2
BSDA
Profondità incisione alla radice, mm
BSDH
Larghezza incisione alla radice, mm
BSDW
Larghezza zona fusa in superficie, mm
TFZW
Larghezza zona fusa alla radice, mm
BFZW
Larghezza zona termicamente alterata in superficie, mm
THAZW
Larghezza zona termicamente alterata alla radice, mm
BHAZW
Larghezza cordone in superficie, mm
TBW
Altezza cordone in superficie, mm
TBH
Larghezza cordone alla radice, mm
BBW
Altezza cordone alla radice, mm
BBH
(5)
La potenza di fusione (PF) è calcolabile
(equazione 6) come prodotto tra il
volume di cordone saldato nell’unità di
tempo e una costante (KM) che dipende
dalla temperatura iniziale del materiale
(T A ) e da alcuni parametri termofisici
del materiale, come la densità (ρ), il
calore specifico (CP), il calore latente di
fusione (LF) e la temperatura di fusione
della lega (T F ). La potenza di fusione
rappresenta in pratica la potenza teorica
necessaria per ottenere il cordone di
fusione/saldatura.
(6)
In questo lavoro è stato utilizzato il
secondo approccio.
L’energia fornita per unità di superficie
del giunto saldato (ESUP) è definita con
la seguente equazione:
saldatura (VS) rappresenta la superficie
di giunto unita nell’unità di tempo,
mentre il rapporto tra la potenza fornita
(P TOT) e la velocità di saldatura è l’apporto termico sul giunto (Q), cioè l’energia fornita per unità di lunghezza unita.
L’efficienza di saldatura (ηS) è definita
dal rapporto tra la potenza di fusione
(PF) e la potenza totale (PTOT).
(7)
(1)
(2)
In particolare il prodotto tra la profondità di penetrazione (PP) e la velocità di
L’inverso dell’energia assorbita per
L’efficienza di saldatura, che come rapporto tra potenze si configura come
parametro adimensionato, è utile per
TABELLA III - Parametri termofisici della lega di titanio Ti6Al4V.
Densità Calore specifico Temperatura
Calore latente
di fusione
di fusione
kg/m3
°C
J/kg
J/kg K
4430
526.3
evidenziare l’efficienza globale del processo di saldatura, poiché considera le
perdite di energia per riflessione in
superficie, per conduzione nel materiale
e per convezione e irraggiamento.
Si evidenzia come l’efficienza di giunzione e il reciproco dell’energia di
volume rappresentino la stessa quantità
a meno della costante KM.
Nella Tabella III sono riportati i parametri termofisici della lega di titanio
Ti6Al4V; utilizzando questi dati si
ottiene un valore di KM pari a
5.55 J/mm3,. con cui è possibile calcolare
i parametri VF, PF, EVOL e ηS.
5. Prove preliminari di
penetrazione con sistema
laser
Lo studio dell’ottimizzazione del processo di saldatura ibrida laser-arco su
lega di titanio è partito da un’analisi preliminare realizzata con prove di penetrazione utilizzando il solo laser CO 2 su
lamiere in lega di titanio Ti6Al4V di
3 mm di spessore. Le prove hanno permesso di individuare le condizioni di
saldatura che garantiscono la completa
penetrazione della lamiera; per ogni
condizione di saldatura sperimentata è
stato realizzato un cordone di rifusione
della lunghezza di 150 mm. Il cordone è
stato successivamente sezionato perpendicolarmente alla direzione di saldatura
in modo da realizzare una sezione trasversale. La sezione trasversale è stata
quindi preparata per l’attacco metallografico e per la successiva misura dei
parametri geometrici e morfologici del
cordone di saldatura. Nella Tabella IV si
riportano la macrografia della sezione
trasversale e la vista superiore dei
cordoni di rifusione ottenuti con parametri che hanno garantito la completa
penetrazione della lamiera. Le due prove
sono state realizzate, a parità di altri
parametri, variando la potenza del fascio
laser e la velocità di saldatura, con
l’obiettivo di esplorare due differenti
regimi di apporto termico sul giunto.
1604
419000
Temperatura
della piastra
°C
Conducibilità
termica
W/m K
Diffusività
20
6.7
2.87·10-6
m2/s
TABELLA IV - Macrografie della sezione trasversale e viste superiori dei cordoni di
rifusione laser.
Macrografia sezione
trasversale
Vista superiore del
cordone di saldatura
Apporto termico, J/mm
Una caratteristica comune delle due
macrografie riportate nella Tabella IV è
quella di presentare incisioni marginali
sia in superficie che alla radice. Le incisioni marginali sono un difetto della saldatura da non sottovalutare perché rappresentano zone del cordone dove si
hanno concentrazioni di sollecitazioni
durante il funzionamento in esercizio del
giunto e rappresentano perciò cause
potenziali di rottura per formazioni di
cricche. In genere depressioni e incisioni
del cordone sono imputabili a velocità di
saldatura o ad apporti termici elevati, ma
dipendono anche dai parametri termofisici del materiale che condizionano il
flusso del materiale nella zona fusa
durante la saldatura.
I risultati ottenuti nelle prove di rifusione con fascio laser mettono in luce
che anche con i più bassi apporti termici
tra quelli investigati il cordone, pur non
presentando porosità o cricche, evidenzia incisioni marginali che, anche se di
dimensioni ridotte rispetto a quelle ottenute nella prova a maggiori apporti
termici, hanno aspetti di forma confrontabili e quindi rappresentano punti di criticità della tecnologia studiata.
6. Prove preliminari con sistema
ibrido laser-arco
Sono stati realizzati più di 40 cordoni
di penetrazione, della lunghezza
78
60
di 150 mm, per analizzare gli effetti dei
parametri durante un processo ibrido
laser-arco: potenza laser, frequenza degli
impulsi dell’arco, lunghezza dell’arco,
corrente dell’arco, posizione relativa tra
laser e MIG, velocità di saldatura.
I risultati ottenuti indicano la tendenza
del processo a realizzare un cordone più
uniforme e stabile in superficie alla
maggiore delle due frequenze di ripetizione degli impulsi sperimentate (176 e
276 Hz).
Nel complesso una diminuzione della
distanza laser-arco non ha particolare
influenza sulla geometria del cordone di
saldatura e quindi su come è utilizzata
l’energia fornita dal fascio laser e dalla
saldatrice MIG. I risultati morfologici
evidenziano però una maggiore stabilità
del cordone per la più piccola delle
distanze tra laser e MIG investigate
(0, 2 e 4 mm).
L’analisi della superficie superiore del
cordone evidenzia che al diminuire della
distanza tra laser e MIG si ha un infittimento delle gocce e una maggiore uniformità del cordone.
Anche le incisioni marginali alla radice
sono maggiori in corrispondenza di una
maggiore distanza laser -MIG, indice
comunque di un’insufficiente energia
nella zona della radice. Una diminuzione
della lunghezza dell’arco ha come
effetto un aumento dell’area e una riduzione della deviazione standard, questo
perciò a vantaggio della stabilità e del-
TABELLA V - Aspetto superficiale cordone in funzione dell’apporto termico.
Codice
provino
Potenza
laser
W
Corrente
di picco
A
Apporto
termico
J/mm
Percentuale
potenza
laser %
Ti20
1950
380
175
34
Ti21
2400
380
245
29
Ti22
2150
480
29
23
l’utilizzo dell’energia del fascio laser e
della saldatrice MIG. I risultati mettono
in luce l’assenza d’incisioni marginali
alla radice solo nelle prove realizzate
alla minore delle due lunghezze dell’arco investigate (16 e 20 mm).
Il processo tende a realizzare un cordone
più stretto, uniforme e stabile in superficie alla maggiore delle due correnti di
picco dell’impulso sperimentate (252 e
380 A).
Per quanto riguarda l’influenza della
potenza del fascio laser, l’analisi qualitativa del cordone mostra un infittimento delle gocce e una maggiore uniformità del cordone, in corrispondenza
del maggiore apporto termico fornito
(Tab. V).
Nella Figura 2 è infine evidenziata la
macrografia della sezione trasversale del
cordone di penetrazione ottenuto con il
massimo apporto termico sul giunto e il
minimo apporto percentuale della
potenza del fascio laser.
TABELLA VI - Aspetto superficiale del cordone in prove di penetrazione solo laser e
solo MIG e di saldatura con sistema ibrido laser CO2-MIG.
Codice
provino
Aspetto del cordone
in superficie
Tipologia
prova
Ti37
Penetrazione
solo laser
Ti38
Penetrazione
solo MIG
Ti22B
Saldatura
di sistema
ibrido
I risultati ottenuti, riportati nella Tabella
VI, evidenziano un’elevata instabilità
del cordone nella prova di penetrazione
solo MIG e l’effetto stabilizzante che si
ottiene aggiungendo il fascio laser
(prova Ti22B).
7. Stabilizzazione della saldatura
MIG per effetto della presenza
del fascio laser
L’effetto di stabilizzazione che il fascio
laser ha nei confronti del MIG nella saldatura ibrida del titanio, già evidenziato
in altri studi [7], è stato confermato confrontando l’aspetto della superficie
superiore dei cordoni ottenuti in prove di
saldatura realizzate con il solo fascio
laser CO2, con il solo MIG e con la combinazione dei due (ibrido laser CO 2 MIG).
Aspetto del cordone
in superficie
Figura 2 - Macrografia sezione trasversale
cordone.
8. Piano sperimentale per prove
di penetrazione con sistema
ibrido laser-arco
L’obiettivo dell’analisi di seguito
esposta è quello di individuare i parametri di pro c e sso
ottimali per la
realizzazione di
saldature con
tecnica ibrida
las er CO 2 - MI G
sulla lega di
titanio oggetto di
studio, a partire
da prove di penetrazione. Il piano
sperimentale realizzato è a due
fattori e tre livelli.
TABELLA VII - Piano sperimentale e macrografie.
Corrente di picco A
380
480
580
1.25
Potenza laser kW
I due fattori scelti sono: un parametro
caratteristico del processo laser (potenza
del fascio) e un parametro caratteristico
del processo MIG (corrente di picco).
La struttura del piano sperimentale e le
macrografie delle sezioni trasversali dei
cordoni di penetrazione ottenuti sono
illustrate nella Tabella VII. Tutti gli altri
parametri di processo sono stati invece
mantenuti costanti. Tra le variabili analizzate, una delle più significative del
processo di saldatura è l’efficienza di
saldatura. Nella scelta dei parametri di
processo è perciò opportuno considerare
quelli che permettono di realizzare
valori elevati di efficienza: dalla superficie di risposta evidenziata nella Figura 3
si evince una maggiore sensibilità della
potenza del fascio laser e un aumento
dell’efficienza di giunzione con l’aumento della potenza del fascio laser.
Qu a n d o s i u tilizz a no i nve c e ba sse
potenze laser unitamente ad alte correnti
di picco, occorrono maggiori energie per
unità di volume. In corrispondenza delle
maggiori potenze del fascio laser si evidenzia inoltre un minore effetto della
conduzione termica, come risulta analizzando l’andamento dell’area della zona
termicamente alterata riportata nella
Figura 4.
La stessa figura mette in luce che la
potenza laser influenza l’altezza del sormonto alla radice e quindi la penetrazione della saldatura; in particolare un
aumento della potenza laser determina
un aumento dell’altezza del sormonto
alla radice. In corrispondenza della
massima potenza sperimentata si hanno
infine i valori più bassi di larghezza e
altezza della convessità in superficie
che, com’è mostrato nei grafici della
1.8
2.15
1.25
1.61
1.43
1.79
2.15
1.97
1.97
2.15
1.61
1.79
1.25
1.43
su giunti di testa sono state eseguite
prendendo come riferimento i parametri
di processo che, nelle prove di penetrazione realizzate, hanno garantito la
completa penetrazione del provino,
zone termicamente alterate ridotte e
valori massimi di efficienza di saldatura.
In particolare sono stati realizzati
cordoni di circa 330 mm di lunghezza
con una velocità di saldatura di 2 m/min,
una potenza del fascio laser di 2.15 kW
ed una corrente di picco della saldatrice
9. Prova di saldatura ibrida
MIG pari a 480 A. La potenza totale
laser-arco
misurata è stata di 9.37 kW a cui corrisponde un apporto termico di 280 J/mm.
Le prove di saldatura ibrida laser-arco
Con l’obiettivo di migliorare la protezione del cordone dall’ossidazione
superfiEfficienza di saldatura
Energia per unità di volume, J/mm3
ciale, rispetto alle
0.30-0.35
prove di penetrazione
35.0-40.0
0.25-0.30
è
stata allungata la
30.0-35.0
0.20-0.25
scarpetta per la prote25.0-30.0
zione a rimorchio;
0.15-0.20
20.0-25.0
in particolare sono
0.10-0.15
15.0-20.0
state sperimentate
380
540
portate di argon fino
460
460
Corrente
a 50 Nl/min.
di picco, A
Corrente
540
N
ella F ig u r a 6 è
380
di picco, A
evidenziata la macroPotenza del
Potenza del
grafia della sezione
fascio, kW
fascio, kW
tras vers al e
del
Figura 3 - Energia per unità di volume ed efficienza di saldatura in funzione della potenza del fascio laser e della
cordone di saldatura
corrente di picco.
ottenuto.
Figura 5, mette in luce anche un’influenza della corrente di picco della saldatrice MIG. In definitiva per avere alte
efficienze di saldature e zone termicamente alterate ridotte sono necessarie
alte potenze laser e nello specifico dell’ibrido alte potenze totali. Di seguito si
evidenziano i risultati ottenuti nella saldatura di testa con una potenza laser di
2150 W e una corrente di picco dell’impulso dell’arco di 480 A.
Altezza convessità radice, mm
Area zona termicamente alterata, mm2
6.00-7.00
0.40-0.50
5.00-6.00
0.30-0.40
4.00-5.00
0.20-0.30
3.00-4.00
0.10-0.20
Potenza del
fascio, kW
Corrente
di picco, A
580
1.25
1.79
480
1.52
2.06
380
540
460
1.79
2.06
380
Potenza del
fascio, kW
1.52
1.25
0.00-0.10
Corrente
di picco, A
Tabella VIII conferma
la stabilità dei parametri del cordone di
saldatura e ancora una
sostanziale uguaglianza nella geometria della sezione tras vers ale co n l a
corrispondente prova
di penetrazione.
11. Conclusioni
Figura 4 - Area della zona termicamente alterata e altezza convessità alla radice in funzione della potenza del fascio
laser e della corrente di picco.
Codice
provino
Ti26B2
Ti26B3
Ti26B4
Sezione
trasversale
cordone
di saldatura
Aspetto
del cordone
in superficie
Ti26B2
Ti26B3
Ti26B4
2.06
1.79
1.52
1.25
2.06
1.79
1.25
1.52
È stato studiato il proces s o di s ald a t u r a
ibrida laser CO2-MIG
Larghezza convessità in superficie, mm
Altezza convessità in superficie, mm
del giunto di testa in
Ti6Al4V di spessore
5.25-5.50
3.0 mm, attrav e r so
0.75-0.80
5.00-5.25
prove di penetrazione
0.70-0.75
4.75-5.00
e di saldatura.
0.65-0.70
4.50-4.75
Le condizioni ottimali
0.60-0.65
560
di processo sono state
500
ottenute con un
580
440
approccio DoE, ana480
380
lizzando l’aspetto
Corrente
380
di picco, A
superficiale e la morPotenza del
Corrente
Potenza del
fologia dei cordoni di
fascio, kW
di picco, A
fascio, kW
penetrazione e le loro
sezioni trasversali.
Figura 5 - Larghezza e altezza della convessità in superficie in funzione della potenza del fascio laser e della
corrente di picco.
I parametri di processo ottenuti sono
10. Ripetibilità della sezione
lizzato con potenza laser 2.15 kW e corstati trasferiti alla saldatura di un giunto
trasversale del cordone di
rente di picco 480 A, Tab. VII) con
di testa.
saldatura ibrida laser-arco
quella ottenuta nella prova di saldatura
Dal confronto con la saldatura con
ibrida laser CO2-MIG (Tab. VIII), sono
fascio laser dello stesso tipo di giunto si
Con l’obiettivo di verificare la stabilità
state eseguite differenti sezioni trasverricava che il processo ibrido comporta
del cordone di saldatura e di confrontare
sali del cordone, ricavando per ogni
una più bassa efficienza di saldatura, ma
quantitativamente la geometria della
sezione le macrografie e quindi i paraevita la formazione d’incisioni marginali
sezione trasversale del cordone ottenuto
metri geometrici che le caratterizzano.
sulla superficie del cordone. Le incisioni
nella prova di penetrazione (provino reaL’ a n a l i s i d e l l e m a c r o g r a f i e d e l l a
marginali compaiono invece nella saldatura ibrida laser CO2-MIG pienamente
passante, solo in condizioni di più basso
TABELLA VIII - Sezioni trasversali del cordone di saldatura ottenuto in condizioni
apporto termico.
ottimali.
12. Ringraziamenti
Questa attività di ricerca è parzialmente
finanziata dal Miur (Progetto FIRB
RBIP06MYKJ_003). Gli autori desiderano ringraziare R. De Bonis e E. Putignano, tecnici del Consorzio CALEF,
per il loro contributo.
Figura 6 - Macrografia sezione trasversale
cordone di saldatura.
Marco BRANDIZZI, Direttore del Consorzio CALEF
e responsabile del Campus Industriale
Manufacturing di Melfi del Centro Ricerche Fiat.
Laureato in Ingegneria Meccanica nel 1989, è stato
sperimentatore presso RTM (1989) e ricercatore
presso il CRF (1990) nel campo delle applicazioni
laser. Nel 1993 è stato responsabile del Centro Laser
del CRF, conducendo anche corsi di formazione
sulle tecnologie laser, e dal 1994 responsabile di
progetti per lo sviluppo e l’applicazione di
tecnologie innovative nelle aree di meccanica,
carrozzeria e componentistica automotive. Dal 1998
è stato coordinatore e responsabile CRF e CALEF di
numerosi progetti nazionali ed europei in vari settori
industriali (automobilistico, aeronautico e navale).
Autore di oltre 20 lavori scientifici e relatore
industriale di oltre 40 tesi di laurea.
Bibliografia
[1]
Welding Titanium, Titanium Information Group and
TWI Handbook, (1999).
[2]
Li Z., Gobbi S.L., Norris I., Zolotovski S., Richter
K.H.: «Laser welding techniques for titanium alloy
sheet», Journal of Materials Processing Technologies, 65 (1997), pp. 203-208.
[3]
Mueller S., Stiles E., Dienemann R.: «Study of
p o r o s ity form a t i on duri ng l a se r we l ding of
Ti6Al4V», (eds.) Proceedings of 25th International
Congress on Applications of Lasers and ElectroOptics ICALEO 2006, Scottsdale, AZ (2006),
pp. 133-138.
[4]
Steen W.M., Eboo M., Clarke J.: «Arc augmented
laser welding of materials», Advances in Welding
Processes Proceedings, 4 th International Conference, Harrogate, U.K. (1978).
[5]
Bagger C., Olsen F.O.: «Review of laser hybrid
welding», Journal of Laser Applications, Vol. 17
Number 1 (2005).
[6]
Li C., Muneharua K., Takao S., Kouji H.: «Fiber
laser-GMA hybrid welding of commercially pure
titanium», Materials and Design, 30 (2009),
pp. 109-114.
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Denney P.E., Shinn B.W., Fallara P.M.: « Stabilization of pulsed GMAW in titanium welds with lowpower lasers», (eds.) Proceedings of 23nd Internation a l C o n g re ss on Appl i c a t i ons of L a se rs and
Electro-Optics ICALEO 2004, San Francisco
(2004), p. 10.
Chiara MEZZACAPPA, laureata con lode in
Ingegneria Meccanica presso il Politecnico di Bari
con tesi di laurea in tecnologie speciali nel 2009.
Attualmente sta frequentando il corso di Dottorato
di Ricerca in Sistemi Avanzati di Produzione presso
il Politecnico di Bari.
Luigi TRICARICO, Professore ordinario in
Tecnologie e Sistemi di Lavorazione. In servizio
presso la Facoltà di Ingegneria del Politecnico di
Bari, dove svolge attività didattica e di ricerca
nell’ambito delle tecnologie meccaniche. Autore, dal
1984 ad oggi, di oltre 100 lavori scientifici
pubblicati in sede nazionale ed internazionale, in
settori di ricerca vicini alla caratterizzazione
meccanica e tecnologica dei materiali e alle
lavorazioni non convenzionali. Attualmente è
responsabile di progetti di ricerca sulla
progettazione e ottimizzazione con tecniche
numeriche sperimentali di tecnologie di formatura
in campo plastico e superplastico e di lavorazioni di
taglio e saldatura con fascio laser.
Annunziata Anna SATRIANO, laureata in
Ingegneria Meccanica presso il Politecnico di Bari
con tesi di laurea in tecnologie speciali dal titolo
“Approccio numerico sperimentale per la
caratterizzazione delle lamiere saldate al fascio
laser” nel 1998. Nel 1999 stage in attività
sperimentale sulle tecnologie laser e sullo sviluppo
componenti iniezione presso il Centro Ricerche Fiat.
Da fine 1999 dipendente CRF Powertrain Research
& Technology, dal 2008 dipendente ELASIS
Manufacturing & Processes. È coinventore europeo
con 14 brevetti nel settore automotive di cui alcuni
estesi anche in altri paesi. Relatrice industriale di
alcune tesi di laurea in tecnologie speciali.
Attualmente svolge l’attività di ricerca sulle
tecnologie laser presso il Consorzio CALEF.
SPONSOR (al 31 Marzo 2010)
AEC TECHNOLOGY • ASG SUPERCONDUCTORS • BÖHLER WELDING • ESAB • FBI • MESSE ESSEN • ORBITALUM • RIVOIRA • TECNOELETTRA • WELDING ALLOYS
Plasma, ossitaglio e laser - La scelta
del processo più adatto per soddisfare le
esigenze di taglio dei metalli
K. McQuade *
Sommario / Summary
Esistono diversi sistemi per tagliare i metalli ed è importante
capire quale di questi sia il più rispondente alle esigenze
aziendali. La scelta del giusto processo di taglio dipende dalle
necessità della produzione e pertanto devono essere tenuti in
considerazione vari parametri quali: la qualità del taglio, la
produttività, i costi, la flessibilità del processo e i costi di
investimento.
Il presente articolo prende in considerazione i tre più importanti processi di taglio termico, l’ossiacetilenico, mediante
laser e mediante plasma e fornisce utili indicazioni per valutare quali parametri siano importanti ai fini della scelta del
processo più adatto alle proprie esigenze.
When it comes to cutting metal, there are several options;
important is figuring out which option is right for your busi-
*
ness. Choosing the right process is dependent upon the
cutting needs of your business: cut quality, productivity, operating costs, profitability, process flexibility or investment
costs. This article explores the three major thermal cutting
technologies - oxyfuel, laser and plasma - and provides
insight into what is important to consider when deciding
which cutting process would be best for you.
Keywords:
Costs; efficiency; flame cutting; laser cutting; plasma
cutting; process parameters; selection.
Hypertherm Inc. - Hanover - New Hampshire (USA).
K. McQuade - Plasma, ossitaglio e laser - La scelta del processo più adatto per soddisfare le esigenze di taglio dei metalli
C
i sono diversi modi per tagliare i
metalli usando un processo ad
alta temperatura. In questo articolo
vengono analizzati tre processi principali: il laser, l’ossitaglio e il plasma. Ciascuno di essi rappresenta un’alternativa
possibile, in funzione delle esigenze di
taglio.
OSSITAGLIO: si basa su di una reazione chimica (esotermica) tra l’ossigeno e il ferro presente nell’acciaio al
carbonio. Questa reazione causa la
fusione del materiale. L’ossitaglio si usa
solo per tagliare l’acciaio al carbonio e
gli acciai basso-legati e per tagliare
lamiere di spessore molto elevato (maggiore di 50 mm).
Taglio PLASMA: combina un’energia di
un arco elettrico con un gas per creare un
gas ionizzato ad alta temperatura in
grado di tagliare qualsiasi materiale
purché conduttore elettrico. Il taglio
plasma è molto indicato sia per i materiali ferrosi sia per quelli non ferrosi, in
q u al s ia s i c o n d iz io ne (pre se nz a di
ruggine, vernice, grigliati), con spessori
compresi tra 0.5 mm e 50 mm.
Taglio LASER: usa un laser ad alta
potenza per scaldare, fondere e vaporizzare parzialmente il materiale. Il taglio
laser è indicato per tutti i tipi di metalli,
a patto che essi siano in buone condizioni (senza ruggine) e si usa, di solito,
per lamiere di spessore molto sottile
(inferiore ai 6 mm), nonostante possa
essere usato su spessori fino a 25 mm
(Fig. 1).
La scelta del processo dipende dalle esigenze aziendali e dalle criticità specifiche, come ad esempio: qualità di taglio,
produttività, costi operativi, redditività o
flessibilità. Questi aspetti verranno esaminati nel seguito con maggiore dettaglio.
Qualità di taglio
In funzione delle lavorazioni previste a
valle del taglio dei pezzi, come ad
esempio la saldatura, la qualità di taglio
può essere più o
meno importante.
È pertanto necessario valutare
quali sono le conse gue nz e del
taglio sul pezzo
per cui occorre
c onsi de rare i
seguenti aspetti
legati alla qualità
del taglio.
Angolo di taglio
Ciascun processo
produc e
un
angolo di taglio
diverso. Questo
angolo viene
misurato come
deviazione del
bordo o vvero
come ampiezza dell’angolo rispetto al
bordo dritto. Il laser fornisce di solito la
minore deviazione del bordo o il minor
angolo di taglio; l’ossitaglio fornisce la
deviazione del bordo o l’angolo di taglio
maggiore. Il plasma presenta valori
intermedi. L’International Standard
Organization (ISO) ha definito una serie
di prescrizioni per la misura della deviazione del bordo, contenuta nella norma
ISO 9013 “Thermal cutting - Classification of thermal cuts - Geometrical
product specification and quality tolerances”.
Figura 1 - Gamma di spessori per ciascuno
dei tre processi.
minima (da 0.1016 mm a 0.2032 mm);
l’ossitaglio interessa una zona più
ampia; il plasma sta nel mezzo. Sia per il
laser sia per il plasma, i livelli di durezza
sono funzione dei gas usati.
Kerf
Il kerf o larghezza di taglio è la larghezza del materiale che viene rimosso
durante il processo di taglio. Per il laser,
la larghezza del kerf varia tra 0.1524 mm
e 0.508 mm in funzione dello spessore
della lamiera. Si noti che, anche se globalmente molto piccolo, il kerf è più
grande nella parte superiore del taglio.
A titolo di confronto, la larghezza di
taglio che si ottiene con il plasma può
variare da 1.346 mm a 8.636 mm in funzione dello spessore della lamiera. L’ossitaglio fornisce larghezze del taglio
maggiori.
Bava
Tutti i processi possono produrre una
certa quantità di bava o scoria. L’ossitaglio produce la quantità di bava maggiore e, dal momento che è il più lento
fra i tre i processi, questa bava è anche la
più dura da rimuovere. Quando la bava
si forma, essa fonde e poi solidifica nuovamente, saldandosi sul metallo. La
bava aderisce più facilmente alle superfici calde; questo significa che i processi
che presentano la zona termica termicamente alterata più ampia, come l’ossitaglio, producono una maggiore quantità
di bava o scoria. Il laser e il plasma
offrono un taglio praticamente senza
bava fino a determinati spessori, oltre i
quali la bava viene comunque prodotta.
Con il plasma, la bava è di solito facilmente rimovibile in quanto il plasma
produce una zona termica termicamente
alterata più ridotta e quindi con una
minore superficie calda sulla quale il
metallo può aderire.
Variazioni delle proprietà
metallurgiche sulla faccia di taglio
Tutti e tre i processi producono una zona
termica termicamente alterata (HAZ He a t Affected Zone) s ul bordo del
taglio. Il laser produce una larghezza
Tolleranze
La tolleranza dipende molto dal processo e dalla precisione della macchina
di taglio, per cui la cosa migliore è interfacciarsi con il costruttore della macchina per trovare soluzioni ottimali.
TABELLA I
Processo
Tolleranza [mm]
Laser
0.0762 - 0.254
Plasma
0.254 - 0.762
Ossitaglio
0.508 - 1.524
Esistono comunque molte altre variabili
che influenzano la tolleranza (abilità
dell’operatore, spessore della lamiera,
velocità, altezza della torcia).
La Tabella I fornisce una indicazione di
carattere generale. I valori effettivi
possono variare.
Produttività
Un altro aspetto da considerare è la produttività e cioè quanti pezzi si possono
produrre in un determinato periodo di
tempo. Un fattore fondamentale per il
numero di pezzi prodotti è la velocità.
Ci sono anche molti altri fattori da considerare, tra cui il tempo di preriscaldamento, gli eventuali ritardi associati allo
sfondamento, le operazioni secondarie
necessarie e la presenza di sistemi per
l'aumento della produttività come ad
esempio le funzionalità automatiche
(controlli numerici computerizzati, con-
trolli di altezza torcia) e il gas/i gas utilizzati.
La Figura 2 riporta le velocità per alcuni
spessori che possono essere tagliati con
tutti e tre i processi. Si noti che per le
lamiere più sottili, sia il plasma sia il
laser sono più veloci dell’ossitaglio. Il
plasma HyDefinition offre le prestazioni
migliori in termini di velocità per tutti e
tre gli spessori.
Un altro modo per confrontare i processi
è quello di calcolare quanti pezzi si
possono produrre con ciascuno di essi.
Per calcolare il numero di pezzi prodotti
ogni ora, si fa riferimento alle velocità di
taglio.
Per prima cosa, occorre calcolare la
capacità di taglio lineare per ciascun
processo. La velocità di taglio moltiplicata per 60 minuti fornisce i millimetri
lineari prodotti in un’ora.
La Tabella II mostra i millimetri e i
metri lineari che ciascun processo può
tagliare in un’ora.
Velocità (mm/min)
5000
4430
4000
2805
3000
1000
2210
1905
2000
1447
1066
660
431
508
889
Ossitaglio
Plasma ad aria
Plasma HyDefinition
Laser
Come base per calcolare il numero effettivo di pezzi che ciascun processo è in
grado di produrre è stata considerata una
lamiera di dimensione 300x300x12 mm
con quindi uno sviluppo lineare di taglio
di 1.2 m (Fig. 3).
Dividendo i metri tagliati in un’ora per
lo sviluppo lineare del pezzo si ottiene il
numero totale di pezzi tagliati in un’ora.
I risultati sono riportati nella Tabella II.
Ci sono altri fattori che influiscono sulla
produttività.
L’esempio fornito non prende in considerazione alcun ritardo di preriscaldamento o di sfondamento, aspetti normalmente associati con la tecnologia di
ossitaglio. Questi fattori riducono ulteriormente il numero di pezzi tagliati con
il processo di ossitaglio. Anche il laser
presenta un ritardo di sfondamento,
anche se minore di quello dell’ossitaglio. Il plasma presenta il tempo di sfondamento minore.
Tutti e tre i processi usano metodi di
controllo automatico della portata del
gas. In questo modo si elimina la variabilità legata ai diversi operatori che
devono regolare la portata di gas per
ciascun processo.
Un ultimo aspetto da considerare sono le
lavorazioni secondarie. Se la qualità di
taglio rappresenta un aspetto critico,
potrebbe essere necessario prevedere
delle operazioni di finitura secondarie.
Questo comporta un’ulteriore riduzione
dei pezzi tagliati tramite ossitaglio,
poiché sia con il plasma sia con il laser si
possono ottenere tagli praticamente
senza bava.
355 457
0
12 mm
20 mm
25 mm
Figura 2 - Le velocità indicate sono quelle che consentono di ottenere la qualità di taglio
ottimale per tutti i processi.
Figura 3
TABELLA II
Processo
Velocità di taglio
mm/min
Taglio lineare
mm/ora
Taglio lineare
m/ora
N° di pezzi
prodotti/ora
Ossitaglio
508
30.480
30.48
25
Plasma ad aria
1447
86.820
86.82
72
Plasma HyDefinition
4430
265.800
265.80
222
Laser
1905
114.300
114.30
95
TABELLA III
Costi operativi/ora
Plasma ad aria
Plasma
HyDefinition
Ossitaglio
Laser
Consumabili
€ 5.89
€ 16.77
€ 0.06
€ 0.00
Potenza elettrica
€ 0.89
€ 4.00
€ 0.00
€ 5.90
Gas
€ 0.01
€ 7.90
€ 6.20
€ 37.43
Parti di ricambio
€ 0.00
€ 0.00
€ 0.00
€ 3.50
Totale costi operativi/ora
€ 6.79
€ 28.67
€ 6.26
€ 46.83
N° di pezzi prodotti /ora
Costo/pezzo
72
222
25
95
€ 0.09
€ 0.13
€ 0.25
€ 0.49
I costi indicati sono stimati; i costi effettivi possono variare.
Costi operativi
Molti fattori influenzano i costi operativi
globali di una macchina per il taglio ad
alta temperatura:
• Il costo dei consumabili rappresenta
la parte preponderante dei costi operativi di una macchina per il taglio
plasma. La durata dei consumabili
fornisce un contributo importante,
poiché se i consumabili durano di più
si ottiene una riduzione dei costi operativi.
• La potenza elettrica assorbita, trascurabile per l’ossitaglio, rappresenta
una spesa per il plasma e una spesa
più importante per il laser.
• Il gas, che rappresenta il costo maggiore associato al processo laser a
causa delle portate elevate, specialmente se si usa azoto come gas di
assistenza.
• I ricambi, rilevanti principalmente
per il laser. I componenti, quali le
lenti e gli specchi, non vengono sostituiti di frequente, tuttavia la loro
sostituzione è molto costosa, sia in
termini di costo di acquisto sia in
termini di tempo di fermo legato alla
sostituzione. Pertanto, occorre includere una parte di questa spesa all’interno dei costi operativi giornalieri.
Oltre a questi costi, occorre anche consi-
derare la quantità di operazioni secondarie necessarie, poiché anche queste
possono comportare costi aggiuntivi.
Per stabilire il costo/pezzo, occorre dividere il costo operativo orario per il
numero di pezzi prodotti in un’ora.
I risultati sono illustrati nella Tabella III.
Nonostante i costi operativi per l’ossitaglio appaiano piuttosto contenuti,
occorre tenere presente che si tratta di
costi orari. Il costo reale da considerare è
il costo/pezzo. Se un processo per produrre un pezzo cos ta € 2 0 a l l ’ o r a
produce solo 2 pezzi, non è certo efficiente come quello che allo stesso
prezzo unitario ne produce 100.
Sebbene i costi operativi orari per l’HyDefinition abbiano valori intermedi
rispetto agli altri processi, quest’ultimo
si rivela il sistema più economico grazie
alle velocità di taglio elevate.
Redditività
Per sapere se uno di questi sistemi rappresenta un buon investimento, è necessario misurare la redditività di ogni
singolo sistema e confrontare questa
voce con il prezzo di acquisto globale.
Per esempio, se si ipotizza un guadagno
pari a € 1 per ogni pezzo prodotto, è
facile comprendere come il numero di
pezzi prodotti in un certo periodo di
tempo rappresenti un aspetto fondamentale. Più pezzi prodotti significa un guadagno maggiore, che porta a un ritorno
dell’investimento più breve (Tab. IV).
I valori riportati nella Tabella IV sono
stimati per ciascun sistema di taglio,
basati sull’ipotesi di tagli eseguiti su una
lamiera da 12 mm di spessore.
I valori effettivi possono essere diversi,
in funzione di preferenze individuali
quali ad esempio:
1. Macchina di OSSITAGLIO con 1
torcia per controllo basato su PC,
controllo di altezza torcia e software
di nesting - prezzo di acquisto =
€ 50.000.
2. Macchina di taglio PLASMA ad aria
con motorizzazione singola, dispositivo premilamiera a sfere = € 35.000.
3. Macchina di taglio di precisione
PLASMA HyDefinition con controllo
basato su PC, controllo di altezza
torcia THC basato sulla tensione
dell’arco, software di nesting, plasma
di classe HyPerformance da 130 A prezzo di acquisto = € 100.000.
4. Sistema LASER da 2.5 kW, macchina
di taglio di precisione, CNC, software
di nesting - prezzo di acquisto =
€ 300.000.
Per stabilire in quanto tempo l’investimento viene recuperato, occorre divi-
TABELLA IV
Processo
Pezzi/ora
Guadagno/pezzo
Guadagno/ora
Guadagno/giorno
25
1€
25 €
200 €
Ossitaglio
Plasma ad aria
Plasma HyDefinition
Laser
72
1€
72 €
576 €
222
1€
222 €
1776 €
95
1€
95 €
760 €
dere il costo dell’investimento per il
guadagno giornaliero. Per semplificare i
calcoli, si assume che la qualità di taglio
sia accettabile per ciascuno dei processi
di taglio e che non siano necessarie
in alcun caso lavorazioni secondarie
(Fig. 4).
OSSITAGLIO: 250 giorni per recuperare l’investimento; guadagno di € 200
al giorno da lì in avanti.
PLASMA AD ARIA: 61 giorni per recuperare l’investimento; guadagno di
€ 576 al giorno da lì in avanti.
PLASMA HYDEFINITION: 56 giorni
per recuperare l’investimento; guadagno
€ 1776 al giorno da lì in avanti.
LASER: 395 giorni per recuperare l’investimento; guadagno € 760 al giorno
da lì in avanti.
395
Ossitaglio
Plasma ad aria
61
Plasma HyDefinition
56
100
0
200
300
400
500
N° di giorni
Figura 4 - Numero di giorni in cui l’investimento iniziale viene recuperato.
spe sso con gli s tes s i cons umabili,
aspetto che consente un risparmio in
termine di tempi.
Conclusioni
Flessibilità
Un ulteriore aspetto da tenere presente
nella scelta del sistema di taglio è la loro
flessibilità.
La possibilità di tagliare materiali sottili
e spessi per qualcuno risulta vantaggioso. Se il metallo è arrugginito o verniciato, il laser presenta dei problemi
mentre sia l’ossitaglio che il plasma
sono in grado di tagliarlo senza difficoltà.
Riguardo alla marcatura, il plasma e il
laser possono sia tagliare sia marcare,
Laser
250
Il processo migliore da utilizzare
dipende sostanzialmente dalle specifiche
esigenze di taglio.
Il laser viene spesso usato per il taglio di
lamiere sottili (con spessore minore di
6 mm) e laddove sono richieste tolleranze molto strette. Il costo dell’investimento e i costi operativi sono entrambi
elevati.
L’ossitaglio si usa principalmente per il
taglio di lamiere spesse di acciaio al carbonio (con spessore maggiore di 50 mm)
quando la qualità di taglio non è un
requisito fondamentale.
Nonostante l’ossitaglio abbia il costo di
investimento minore di tutti, il
costo/pezzo è maggiore a causa delle
basse velocità di taglio e della scarsa
qualità, che richiede spesso lavorazioni
successive.
Il plasma offre un buon compromesso in
termini di costi di investimento iniziale,
qualità di taglio, produttività e costi operativi. Esso copre infatti un’ampia
gamma di spessori e diverse tipologie di
materiale, offrendo le velocità di taglio
più elevate.
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Il controllo con onde guidate delle
tubazioni: una moderna tecnica ispettiva
che sta diffondendosi rapidamente Stato dell’arte sul panorama
normativo che
sta nascendo
(°)
F. Bresciani *
F. Peri *
Sommario / Summary
Il controllo ad onde guidate delle tubazioni si sta rapidamente
diffondendo in tutto il mondo; la sua diffusione trova terreno
fertile soprattutto nell’industria chimica e petrolchimica,
dove il numero, l’estensione e l’importanza strategica delle
linee è particolarmente rilevante.
Il diffondersi di una nuova tecnica ispettiva impone la definizione di un appropriato standard normativo.
La presente memoria vuole fare il punto della situazione sul
panorama normativo e sui documenti tecnici che oggi stanno
nascendo allo scopo di regolamentare l’utilizzo di questo
nuovo metodo diagnostico. Sia in ambito nazionale che in
ambito internazionale, infatti, è nata l’esigenza di dare regole
ben precise e condivise circa il corretto impiego di una
tecnica la cui esecuzione è relativamente semplice ma che
porta in sé complessità non trascurabili per quel che riguarda
la corretta interpretazione dei risultati.
Tali regole divengono indispensabili soprattutto quando,
come in Italia, vengono emendate nuove regolamentazioni
legislative che per la prima volta impongono la sorveglianza
dello stato conservativo delle tubazioni in pressione.
Guided Wave inspection of pipelines is rapidly diffusing in
the whole world; chemical and oil industry are really inter(°) Memoria presentata a EUROJOIN 7 - GNS5 - Technical Session:
“Diagnostics and NDT on welded components and structures” Venezia Lido, 21-22 Maggio 2009.
*
Istituto Italiano della Saldatura - Genova.
ested in this technique because of the number, the length and
the strategical value of pipelines.
A new inspection technique always requires the definition of
a proper standard.
This document is intended as an overview on the main standard and technical review recently produced with the purpose
of setting the main features and issues of this technique. In
fact, both in Italy and in the whole world, procedures and
rules are needed in order to perform correctly a control quite
easy on the practical side but still problematic on the data
interpretation side.
These rules are fundamental where, as it is in Italy, new laws
are amended in order to impose the survey of pressure pipes.
Keywords:
Automatic control; nondestructive testing; phased array;
pipelines; standards; ultrasonic probes; ultrasonic testing.
F. Bresciani e F. Peri - Il controllo con onde guidate delle tubazioni: una moderna tecnica ispettiva che sta diffondendosi rapidamente, ecc.
Introduzione
L’applicazione di una nuova metodologia di indagine richiede, soprattutto
quando tale metodologia si espande sul
mercato, la definizione di regole condivise di corretto impiego e la diffusione,
presso chi utilizza il sistema e presso chi
fruisce del servizio, delle peculiarità e
dei limiti di questo metodo diagnostico.
Ciò è quello che attualmente sta iniziando ad accadere per il controllo delle
tubazioni con onde guidate.
Stanno, infatti, nascendo, sia in ambito
nazionale che in ambito internazionale, i
primi documenti normativi e le prime
linee guida sul corretto impiego di
questa nuova tecnica ispettiva per le
tubazioni.
Descrizione del controllo ad
onde guidate
Le onde ultrasonore di tipo guidato
(long guided waves) consentono l’ispezione rapida e completa di lunghi tratti
di tubazione, esplorando l’intera circonferenza delle tubazioni ed oltrepassando
anche eventuali cambi di direzione.
L’apparecchiatura utilizzata consiste in
uno speciale strumento ultrasonoro
multi - canale che riceve il segnale da un
elevato numero di sonde fissate su un
apposito anello che abbraccia l’intera
circonferenza del tubo.
Le sonde generano onde di Lamb che, in
considerazione della loro ridotta frequenza (compresa tra 10 e 35 kHz), si
propagano, solitamente con modo torsionale, in direzione assiale ed in
maniera tale da scansionare l’intera circonferenza, per un tratto di tubo lungo
alcune decine di metri.
In situazioni di ridotta attenuazione del
segnale (ad esempio, tubi rettilinei in
buone condizioni e privi di coibentaz i o n e ) , c o n u n a s ol a sc a nsi one si
possono coprire anche fino a 100 metri.
Tali distanze vanno ovviamente a ridursi
quando si è in presenza di caratteristiche
geometriche complesse (curve, stacchi,
ecc.) o in considerazione dell’attenuazione del segnale causata da fenomeni di
corrosione generalizzata e dalla presenza di strati di protezione bituminosa.
In corrispondenza di variazioni locali
della sezione del tubo (presenza di saldature, corrosioni, stacchi) l’apparecchio rileva un segnale sotto forma di eco
(Fig. 1).
Un sistema computerizzato consente di
distinguere i segnali che provengono da
una riflessione di tipo simmetrico (cioè
che avviene sull’intera circonferenza),
quale ad esempio quella che proviene da
una saldatura, dai segnali asimmetrici
provenienti da crateri di corrosione o
stacchi sulla tubazione.
La capacità e l’esperienza dell’operatore
permettono di valutare gli echi riportati
dall’apparecchio, distinguendo le caratteristiche geometriche del tubo dai fenomeni di tipo corrosivo.
Lo strumento non richiede, inoltre, preparazioni superficiali e può lavorare su
superfici verniciate, su tubazioni con
barre di spessore differente e in presenza
di cambi di direzione.
L’apparecchiatura ad onde guidate è in
grado di rilevare aree di corrosione che
provocano una riduzione nella sezione
trasversale del tubo superiore al 5%
della sezione stessa.
Essa fornisce la posizione delle zone di
possibile corrosione fornendo una valutazione puramente qualitativa della sua
entità.
In considerazione di ciò, se si ritiene
necessario quantificare l’entità del feno-
Figura 1
meno e conoscere lo spessore residuo
del tubo, è necessario far seguire al controllo ad onde guidate un controllo tradizionale, manuale od automatizzato, con
ultrasuoni nelle zone segnalate come di
possibile corrosione.
Tale verifica è particolarmente consigliabile anche in zone con presenza di
numerose caratteristiche geometriche
molto ravvicinate (due o più curve,
numerosi stacchi, ecc.). In questi punti,
infatti, il segnale fornito dall’apparecchiatura ad onde guidate è condizionato
dalla presenza di numerosi echi di
riposta che, in qualche caso, possono
nascondere la presenza di fenomeni corrosivi.
Le problematiche insite nel
controllo
Il controllo con onde guidate delle tubazioni è una metodologia di indagine
rapida, economica ed efficace. Come
tutte le nuove tecniche essa suscita,
oggi, molta curiosità nel mondo industriale italiano.
Il consolidato impiego di questa tecnica
da parte dell’Istituto Italiano della Saldatura (prima società italiana a disporre
di attrezzatura ad onde guidate e tra le
prime al mondo) e la sua sperimentazione in situazioni sempre differenti
hanno permesso di mettere in luce non
solo le potenzialità del metodo ma anche
le limitazioni in casi particolari.
Ogni situazione specifica richiede la
messa a punto di una dedicata strategia
ispettiva che deve prevedere non solo il
Figura 2
controllo ad onde guidate ma anche
l’impiego mirato di tecniche diagnostiche di dettaglio come integrazione ad
esso.
L’esecuzione del controllo ad onde
guidate non comporta, nella maggior
parte dei casi, particolari difficoltà operative mentre l’interpretazione in campo
dei risultati, affidata alla valutazione di
complessi ecogrammi, presuppone l’impiego di personale che abbia maturato
una notevole esperienza in questo tipo di
analisi.
Tale tipicità rende, quindi, questa particolare tecnica "filosoficamente" più
similare al tradizionale controllo ultrasonoro difettoscopico delle saldature più
che ad altri moderni sistemi diagnostici
avanzati.
L’avanzamento tecnologico dell’apparecchiatura (si è giunti già alla terza
generazione di strumentazione), infatti,
agevola l’esecuzione del controllo, ma
l’affidabilità del risultato resta, comunque, fortemente legata all’abilità dell’operatore che deve essere preparato ed
esperto.
Solo così diviene possibile evitare di
confondere i segnali ultrasonori, non
valutare correttamente le indicazioni
presenti, sovrastimare i difetti o, peggio,
non segnalare situazioni critiche.
Particolare attenzione va posta poi ogni
qual volta ci si spinge verso applicazioni
non convenzionali del metodo, quali ad
esempio controlli di tratti interrati
(Fig. 2) o inghisati nel cemento (Fig. 3).
In questo caso, la mancanza di verifiche
di dettaglio e l’elevata attuazione del
segnale impongono accurate valutazioni
dei risultati che debbono, in qualche
Figura 3
caso, essere validati attraverso procedure dedicate che prevedano prove preliminari in situazioni analoghe con presenza di difetti naturali o artificiali.
Il panorama normativo presente
e in divenire
Le onde guidate sono state studiate principalmente all’interno di università
inglesi ed americane e sono state rese
industrialmente applicabili da società
anglosassoni.
Ormai sono quasi dieci anni che apparecchiature ad onde guidate sono
vendute e utilizzate nel mondo ma,
nonostante ciò, problematiche principalmente di tipo commerciale hanno ritardato la nascita di standard normativi in
ambito internazionale.
Solo recentemente sono nati gruppi di
lavoro internazionali finalizzati alla
creazione di standard normativi.
Si cita, negli Stati Uniti, il gruppo di
lavoro in ambito ASTM, denominato
WK15009 “New practice for standard
practice for the use of guide ultrasound
for the inspection of metal process
piping”.
In ambito IIW (International Institute of
Welding) è in procinto di nascere un
gruppo di lavoro dedicato alle onde
guidate.
La Commissione V, all’interno della
Sottocommissione V-C Ultrasuoni, ha
infatti deciso nella conferenza internazionale di Graz (Austria) del Luglio
2008 di istituire questo gruppo di lavoro,
conferendone il coordinamento all’Istituto Italiano della Saldatura.
La nascita di gruppi di lavoro dedicati è
il primo passo per la stesura di documenti condivisi, ma la definizione di
standard normativi internazionali è
ancora abbastanza lontana.
Differente è, invece, la situazione italiana.
Qui (per una volta primi al mondo!)
le richieste del mercato e la creazione
di disposizioni legislative atte alla
gestione e al controllo delle tubazioni
hanno reso necessaria la creazione di
documenti normativi tecnici e la nascita
di linee guida da parte degli enti di controllo.
L’entrata in vigore del Decreto del Ministero delle Attività Produttive 329/04
“Regolamento recante norme per la
messa in servizio ed utilizzazione delle
attrezzature a pressione e degli insiemi
di cui all’articolo 19 del Decreto Legislativo 25 Febbraio 2000, n. 93” impone,
all’articolo 16 punto c) comma 2, la
valutazione dello stato di conservazione
ed efficienza delle tubazioni.
Le regole per questa valutazione sono
state concordate in un gruppo di lavoro
UNI/CTI (Comitato Termotecnico Italiano), a cui ha partecipato attivamente
anche l’Istituto Italiano della Saldatura,
e sono contenute nella specifica tecnica
UNI TS 11325-1 “Attrezzature a pressione - Messa in servizio e utilizzazione
delle attrezzature e degli insiemi a pressione - Parte 1: Valutazione dello stato di
conservazione ed efficienza delle tubazioni in esercizio ai fini della riqualificazione periodica di integrità”.
La UNI TS, tra le varie tecniche ispettive, prevede anche l’indagine di screening mediante onde guidate.
L’applicazione di questa tecnica di controllo ha richiesto pertanto la definizione
di uno standard dedicato.
In ambito UNI, circa due anni fa è nato
un gruppo di lavoro, coordinato dall’Istituto Italiano della Saldatura, che ha
creato il primo standard normativo al
mondo sul controllo ad onde guidate di
tubazioni.
La specifica tecnica “Prove non distruttive - Controllo di tubazioni in acciaio
fuori terra mediante onde guidate a propagazione assiale”, recentemente ratificata dall’UNI, sarà pubblicata con la
designazione UNI TS 11317.
Questa, di tipo sperimentale, stabilisce
le regole per il controllo con onde
guidate di tubazioni fuori terra e di brevi
attraversamenti stradali incamiciati.
Essa è stata volutamente limitata alle
applicazioni consolidate del controllo ad
onde guidate, tralasciando applicazioni
più complesse (ad esempio tratti interrati
e bitumati, tubi inghisati, ecc.) che
possono essere effettuate con questa
tecnica, previo opportuna esperienza e
dettagliata procedura che attesti la validazione dei risultati.
La UNI TS 11317 esplicita il carattere
puramente di screening qualitativo dell’ispezione ad onde guidate per la ricerca
della corrosione e fornisce indicazioni
sulle tecniche integrative di dettaglio
che debbono essere applicate per verificare e dimensionare le indicazioni rilevate. Lo scopo non è, infatti, solo quello
di fornire indicazioni sul metodo ma
anche quello di dare un esaustivo strumento per l’ispezione globale della tubazione, integrando al controllo con onde
guidate tutte quelle tecniche complementari necessarie alla valutazione
finale dello stato conservativo della
linea.
Tra le tecniche integrative citate si fa
riferimento:
• all’esame visivo, da effettuarsi su
tutti i tratti accessibili della linea;
• al rilievo spessimetrico con ultrasuoni, finalizzato a ricercare lo spessore di origine del componente installato. È infatti importante segnalare
che il controllo ad onde guidate non è
in grado di rilevare la presenza di un
tubo di schedula inferiore rispetto ai
restanti;
• al controllo ultrasonoro difettoscopico per ricerca corrosione, per il
dimensionamento e la verifica di
indicazioni di corrosione interna e per
il controllo delle aree di fissaggio dell’anello, zona morta per il controllo
ad onde guidate.
Al termine dell’ispezione condotta,
la UNI TS 11317 richiede non solo
la stesura di un rapporto di prova per
il controllo ad onde guidate ma anche
un resoconto finale che riassuma i risultati ottenuti sia dal controllo ad onde
guidate sia dalle verifiche di dettaglio
effettuate.
Lo spirito con cui è stata redatta è quello
di dare chiara informazione sulle capacità ma anche sui limiti del controllo ad
onde guidate, suggerendo all’utilizzatore e portando a conoscenza del committente del controllo, il modo più corretto di operare in situazioni reali.
Ad esempio, in considerazione del
fatto che la sensibilità di esame è
correlata alla riduzione di sezione trasversale, la UNI TS consiglia, su tubazioni di diametro superiore a 26”, l’impiego di ampio campionamento con
tecniche complementari per la ricerca
della corrosione interna in parallelo al
controllo ad onde guidate, in quanto esso
da solo può non rilevare piccoli crateri
isolati.
Vengono inoltre forniti limiti anche:
• sul campo di temperature di parete
dei tubi ove effettuare il controllo (tra
0° e 70 °C);
• sulla lunghezza massima della scansione in condizioni ottimali (100 m);
• sul numero di curve ispezionabili
senza ripetere la scansione (si consiglia di ripetere la scansione dopo ogni
curva e, quando ciò non è possibile,
di valutare il tratto dopo una curva
solo in assenza di riflessioni non
chiaramente correlabili a caratteristiche geometriche).
Si pone l’accento sulle limitazioni al
controllo che potrebbero nascere su
linee in impianto a causa della tortuosità
del circuito e, nel caso di controllo di
attraversamento stradale, si rimarca che
la lunghezza del tratto controllato deve
essere comprovata dalla riflessione di
una caratteristica geometrica della linea
(ad esempio una saldatura).
Per quanto concerne il personale che
esegue il controllo ad onde guidate,
viene previsto che esso debba essere
qualificato, qualora esista un programma
di certificazione approvato, in conformità alla UNI EN 473 o ad altra norma
equivalente nel settore industriale interessato.
Inoltre, tenuto conto della tipicità del
controllo e della differenza tra le diverse
strumentazioni sul mercato, si pone l’accento sulla necessità di una adeguata formazione alla specifica apparecchiatura
in uso.
La necessità di disporre di una certificazione dedicata secondo UNI EN 473 nel
metodo ad onde guidate, non esplicitamente prevista dalla norma ma comunque possibile qualora si metta in atto un
programma di certificazione approvato,
ha spinto la maggior parte degli enti di
certificazione per il personale PND presenti in Italia (tra i quali anche l’Istituto
Italiano della Saldatura) ad attrezzarsi in
tal senso.
Infine, la UNI TS 11317 contiene un’appendice informativa che illustra una
metodologia di verifica periodica della
strumentazione ad onde guidate allo
scopo di accertarsi sul mantenimento del
grado di sensibilità dell’apparecchiatura,
del rapporto tra segnale e rumore e, per
le strumentazioni che lo consentono,
della determinazione della posizione
angolare dei difetti.
Alla luce del panorama normativo illustrato e con lo scopo di fornire un’informazione di base sugli aspetti applicativi
ed operativi del controllo ad onde
guidate, l’ISPESL (Istituto Superiore per
la Prevenzione e la Sicurezza sul
Lavoro) ha recentemente pubblicato una
Linea Guida sul “Controllo ad onde
guidate di tubazioni”.
Questo documento illustra in dettaglio
sia gli aspetti metodologici del controllo,
quali le differenti tecniche ad onde
guidate (Pulse-Echo, Pitch-Catch,
Through-Transmission e Pulse-Echo
Monitoring) sia gli aspetti procedurali,
descrivendo anche le differenti strumentazioni esistenti.
Il documento ISPESL contiene anche
delle corpose appendici su argomenti
specifici quali:
• la fisica di base e i principi generali
del metodo;
• l’adeguatezza all’uso delle onde
guidate;
• l’apparecchiatura ad onde guidate e la
verifica periodica;
• i casi applicativi;
• la classificazione delle indicazioni
rilevate dal controllo ad onde guidate;
• un modello del rapporto di prova.
Considerazioni finali
Il controllo ad onde guidate si sta rapidamente diffondendo in tutto il mondo.
In Italia, l’adozione di disposizioni legislative che per la prima volta impongono
una valutazione dello stato conservativo
delle tubazioni in pressione ha velocizzato, rispetto a quanto sta avvenendo nel
resto del mondo, la nascita di standard
normativi dedicati.
Qu e s ti s ta n d a r d ha nno i l pre gi o di
fornire indicazioni sul corretto impiego
di questa moderna tecnologia senza però
dimenticare di dare cenno alle limitazioni del controllo e di fornire utili indicazioni su come gestire l’ispezione e
sulla scelta delle tecniche integrative che
devono sempre supportare il controllo
ad onde guidate, ogni qual volta si vuole
dare una corretta ed esaustiva valutazione dello stato conservativo della
tubazione.
Francesco BRESCIANI, laureato in Ingegneria Meccanica presso la Facoltà
di Ingegneria dell’Università di Genova nel 1995. Funzionario dell’Istituto
Italiano della Saldatura dal 1997, attualmente è in forza alla Divisione DPN
(Diagnostica e PND) con la funzione di Vice Responsabile della Divisione e
Responsabile dell’Area “PND in campo”. Svolge attività di assistenza tecnica
nel campo delle strutture saldate con particolare riguardo alle problematiche
di controllo non distruttivo e di ispezione sia su apparecchi a pressione che su
strutture di carpenteria. Possiede sia la certificazione di European /
International Welding Engineer che quella di European Welding Inspection
Engineer. Nel campo dei controlli non distruttivi possiede la certificazione al
Livello 3 secondo EN 473 nei metodi UT, MT, PT e VT e la certificazione
ASNT Level 3 nel metodo “Ultrasonic”. Possiede la certificazione GUL
“Level 1” per l’impiego del controllo ad onde guidate tipo Wavemaker.
Francesco PERI, laureato in Ingegneria Meccanica presso l’Università di
Genova nel 1982. Funzionario dell’Istituto Italiano della Saldatura dal 1985,
attualmente Dirigente Responsabile della Divisione DPN (Diagnostica e
PND). Esperienza pluriennale nel campo della ispezione in servizio di
componenti di impianto (raffinerie, impianti chimici e petrolchimici,
importanti strutture di carpenteria) e della valutazione della loro affidabilità
al servizio. Possiede sia la certificazione di European / International Welding
Engineer che quella di European Welding Inspection Engineer. Nel campo dei
controlli non distruttivi possiede la certificazione al Livello 3 secondo EN 473
nei metodi RT, MT, PT e VT.
DE
FEBBRAIO 2010
Tribunale di Roma 5.8.92 N° 479/92
Poste Italiane S.p.A. - Spedizione in
Abbona mento Postale - D.L.
353/2003 (Conv. in L. 27/02/2004 n°
46) Art. 1, Comma 1 - DCB Roma
VERIFICHE
ISSN 1123-3249
UALITATE
ᇾ 8,50 • Pubblicazione mensile diretta da Roberto Scaramuzza
R I V I S T A
La misurazione del valore generato dalla
qualità operativa delle risorse umane
GESTIONE
Ecoefficienza
e competitività
MANAGEMENT
Il processo di progettazione
della qualità
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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 1 ( ° )
M. Marconi *
A. Bravaccini **
Summary
1. Introduction
In order to assure the welder’s comfort
and to adhere to workplace safety and
environmental regulations, the ECfunded Econweld Project [1] is exploring the use of integral extraction
torches. These devices incorporate fume
capture capability within the hand-held
welding tool, reducing the need for separate local exhaust equipment (LEV) or
the use of personal respirators (RPE) by
welders. As a result, workers are more
productive because they do not have to
transport and reposition extraction
equipment each time they work in a new
location.
Earlier fume exhaust welding torches
had limited flexibility and were bulky to
handle, when compared to conventional
hand-held tools. The new generation of
fume extraction torches should improve
(°) Doc. IIW-1988-09 (ex-doc. VIII-2076r1-08),
recommended for publication by Commission
VIII “Health, Safety and Environment”.
*
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).
M. Marconi e A. Bravaccini - Capture efficiency of integral fume extraction torches for GMA welding - Part I
the workplace environment, while their
manipulation by the welder should be
more comfortable for extended periods
of time.
The EC-funded Econweld Project [2]
identified the development of a lightweight and ergonomic fume extraction
GMAW torch as a high priority research
need. The report has been completed in
response to this need.
2. Welding fume extraction
torches
Literature on fume-extracting welding
torches has been collected and reviewed
in relation to design, application, efficiency of extraction, and potential
e ff e c ts o n g a s s h ie l di ng a nd we l d
quality. 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
performance, with particular emphasis
on the integral extraction torch adopted
by the Econweld Project [1].
A prototype, lightweight torch has been
developed by Aspirmig [3] during this
research project and the evaluation of
the new, improved torch is currently
under investigation both in laboratory
tests and workshop trials performed at
Partner’s premises [4, 5].
2.1 Fume capture at source
At source, capture is the most efficient
method for eliminating welding fumes
from the metalworking environment,
particularly in the breathing zone of the
welder. This is because the volume of
the particulate fumes to be removed
increases rapidly as the fume removal
device moves away from the welding
spot, due to the dilution of the fume
plume [6]. Worker productivity can
increase by up to 20% when at source
capture welding fume extraction 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, as compared to general ventilation
methods.
In order to capture a plume of fumes
(Figure 1), the hood should be positioned somewhat above the weld, opposite the welder.
The positioning allows ample room for
the operator to work, while protecting
him from harmful gases [7].
It is commonly recommended to achieve
an air velocity in the range of 0.5 m/s
(100 ft/min) across the welding zone
(arc point): higher velocities may affect
the gas shielding that surrounds the weld
metal. If the airflow field u (x, y, z) in
front of an exhaust opening is known,
one can dimension an exhaust hood
using the capture velocity method.
The capture velocity is defined as:
The air velocity at any point in front of
the hood, necessary for overcoming the
opposing airflows and for capturing the
contaminated air by causing it to flow
into the exhaust hood [8].
The values for necessary capture velocities are empirical.
Some general guidelines for capture
velocities and examples of corresponding processes or operations are given in
Table 1, adapted from Brandt [9].
Table 1 - Minimum capture velocities recommended for achieving sufficient capture efficiency [8].
Condition of dispersion of contaminants
Example of process or operations
Necessary capture velocity
(m/s)
Released with practically no velocity into still air
Evaporation from open vessels
0.25÷0.5
Released at low velocity into moderately still air
Spray booths; welding; plating
0.5÷1.0
Released with considerable velocity or into zone of rapid Spray painting in shallow booths;
air motion
barrel filling
1.0÷2.5
Released at high initial velocity or into zone of very Grinding; abrasive blasting; surfacing
rapid air motion
operations on rock
2.5÷10
Figure 1 - Proper positioning of fume exhaust hoods.
After choosing an appropriate capture
velocity for the process, the required
exhaust airflow needed, as well as the
opening size, can be specified. Volume
flow rate and hood size depend on the
desired distance between contaminant
source and exhaust opening - the capture
distance.
Even with an efficient hood design,
extractor arm hoods must be positioned
approximately 30 cm to 40 cm from the
weld to be fully effective [7].
In summary, the necessary components
to achieve proper source capture of
welding fumes are an easily-positioned
fume extractor with a well-designed
hood, correct airflow through the fume
extractor and a conscientious welder
who will position the hood (Table 2) in
such a manner as to continuously draw
hazardous fumes away from his breathing zone.
On-torch extraction uses high-vacuum
technology (Tables 3 and 4), i.e. highspeed extraction and low air volumes to
extract the fumes. Most of the LEV is
mounted on the wall and working distances are limited. The collection arms
of these devices must be repositioned
frequently, which is not done in practice.
The position of the suction nozzle is
very important for welding quality in
high-vacuum systems. The nozzle must
be positioned a certain distance away
from the welding point so that the
suction flow does not disturb the shielding gas distribution on the welding pool.
Therefore, the major challenge of this
system is to maintain welding quality. If
the suction flow rate through the nozzle
is high, it disturbs the shielding gas distribution and deteriorates welding
quality. Therefore, the welder is required
to fine-tune the exhaust flow rate for
each set-up.
2.2 Basic principles of fume extraction
torches
Fumes extraction torches are capturing,
at source tools, formed as an integral
part of the torch assembly.
Their physical configuration is similar
to conventional welding torches,
integrated with some basic suction openings (rim, edges, slots, multiple holes)
placed around a surface (typically, the
torch nozzle at the lower end of the
handle) for capturing the fume plume
(Figure 2) [10].
The exhaust openings are very small,
with high air velocity (greater than
10 m/s) and with low flow rate (mostly
less than 100 m3/h), placed very close to
or around a fume source with small
dimensions.
The suction flow, rich with the captured
fumes, is connected via a flexible
conduit to the extraction system
(exhaust unit or aspirator - Figure 3),
Table 2 - Typical airflow rates and capture distances for LEV equipment.
Airflow Q
(m3/min)
Airflow Q
(m3/h)
Hose/Duct diameter
(mm)
Hose/Duct capture distance
(mm)
Weld length before repositioning
(cm)
High vacuum, low volume
1.5
90
38÷51
51÷76
10÷15 for duct
20÷30 with flange
2.5
150
38÷51
51÷76
10÷15 for duct
20÷30 with flange
3.0
180
51
76
10÷15 for duct
20÷30 with flange
4.5
270
76
127÷152
23÷30
Low vacuum, high volume
14÷17
840÷1 042
100÷150
150÷230
30÷46
23÷28
1 300÷1 700
150÷200
230÷300
46÷60
Table 3 - Local extraction ventilation for welding.
System type
Typical airflow
Comments
Welding torch with integral fume
extraction
50÷100 m3/h
Extracts fumes at the weld zone through GMAW and FCAW
torches
High-vacuum source capture nozzle
150÷300 m3/h
Captures fumes with high velocity low volume extraction
nozzles, positioned by the welder
Flexible fume extraction arm
900÷1 400 m3/h
Draws higher air volume and is easily positioned and
repositioned by the welder
Table 4 - High and low-vacuum technology.
Low vacuum
High vacuum
600÷1 800
150÷250
Removal velocity, m/s
0.5÷5.0
15÷18
Transport velocity, m/s
6.0÷14.0
18÷25
3
Air volume, m /h
Fume
extraction
Reverse air
method
Main filter
Fume flow
Trigger
Control box
Torch handle
Reverse air flow
Gas nozzle
Filtered fume flow
Pre-Filter
Figure 2 - GMAW torch with fume extraction
adopted by Econweld Project.
ope ni ngs
of
extraction torches
must be mainMotor
tained well below
the actual limits.
Discharge
Effective welding
fume capture is
only achieved
when the velocity
of the extracted
air exceeds 0.3 m/s, the average velocity
at which a fume plume rises. Therefore,
a velocity of 0.4 m/s is normally selected
[11-13] as being sufficient to ensure
capture of fumes and gases at any given
point. For a particular extraction device,
this capture velocity can only be
achieved by applying a minimum
volume airflow rate, which is dependent
upon the aspect ratio and cross-sectional
area of the opening ports. Consequently,
extraction devices need to be used with
exhaust systems that provide, at least,
the minimum air volume flow rate.
A general classification of fume extraction torches (Figure 4) must take into
account the following characteristics:
Suction field (velocity) - Three-dimensional field (space) in front of the entry
plane of the extraction port. The air
Welding fume
(from Torch)
Fan
able to supply the required extraction
flow rate at a constant pressure. Typically, modern exhaust units are provided
with start-stop devices, fitted to the arc
ignition and stop fixtures, thus assuring
the extraction flow only when required.
Nowadays, anti-wear materials guarantee
the protection of the cable and pipes connecting the torch handle to the aspirator.
The cooling of the conduit and fumes
i n cl u d e s th e mix ing of suffi c i e nt
ambient air with the welding fumes.
This ambient air, in combination with
the positioning of the fume-extracting
orifice on the nozzle (but away from the
area of the weld), allows the temperature
of the handle to be maintained within
acceptable limits. Under such circumstances, small variations of the torch
attitude in relation to the work can make
substantial differences to the flow profiles of gas and extract air.
From the literature describing these
systems, it is clear that the work being
welded is important to the balance by
turning the downward-flowing gas into
the upward/inward-flowing extracted air.
Finally, it is useful to mention that the
noise induced by the suction flow of the
air at high speed through the exhaust
Tray
Flexible Pipe
Figure 3 - Schematic layout of welding fume
collector.
velocity in the suction field must be
greater than the air velocity in the surrounding air. The size and the shape of
the suction field can be described by a
three-dimensional flow profile having
the same air velocity; the suction field
pattern depends upon the geometry of
the extraction device, air movement, surrounding surfaces and the flow rate of
the extracted air;
Capture zone (range flow) - Part of the
suction field in which the air velocity is
equal to or greater than the minimum air
velocity required for effective capture of
welding fumes (0.4 m/s);
Exhaust device tool - The basic suction
openings can be integrated into a new
design of torch or can be mounted on an
existing torch as a separate add-on
device.
FUME EXTRACTION TORCHES
Definitions
Suction Field
Velocity
Radial
Capture Range
Flow
Axial
Direct
Indirect
Exhaust Device
Tool
Inverse
Integral
Air-cooled
Figure 4 - Fume extraction torches - General classification.
Add-on
Water-cooled
Exhaust
flow Q(ex)
Exhaust
flow Q(ex)
Exhaust
flow Q(ex)
Suction
Field
Suction
Field
Schematic
a)
Suction
Field
Schematic
b)
Patent
Schematic
c)
Patent
Patent
Figure 5 - Axial vs. radial (90°-45°) suction field: a) Axial suction field [14]; b) Radial suction field (90°) [15]; c) Radial suction field (45°) [16].
2.2.1 Axial vs. radial suction field
The suction field is created through
properly designed openings placed symmetrically around the lower front end of
the torch axis, shown schematically in
vertical position [Figures 5 a), 5 b), 5 c)].
The suction field can be symmetrically
aligned with the torch axis (axial
pattern), or can be symmetrically ori-
ented with an angle variable from 45 to
90 degrees towards the torch axis (radial
pattern).
2.2.2 Direct vs. indirect capture range
The basic suction openings [Figure 6 c)]
are placed around a surface for capturing
the fume plume. Typically, the torch
nozzle is at the lower end of the handle
for direct capture [Figure 6 a)], or the
torch body is far away from the distal
end of the nozzle for indirect capture
[Figure 6 b)].
The introduction of fume extraction
openings close to the arc point (direct
capture) must satisfy conflicting requirements. On the one hand, the downward
flow of shielding gas must be non-turbu-
DIRECT capture (2-3 cm)
INDIRECT capture (6-8 cm)
Exhaust
port
a)
Direct capture nozzle
Nozzle OD
c)
Schematic
b)
Indirect capture nozzle
Figure 6 - Direct vs. indirect capture range.
lent and on the other, an upward and
inward flow of hot fume must be drawn
back into the torch head by the exhaust
system.
In practice, it is a very fine balance that
must be struck between these opposing
forces, to ensure maximum extraction
efficiency without loss of weld quality
due to reduced or disturbed gas flow.
Furthermore, this balance must be maintained under conditions where miniaturization and low extraction volumes
accentuate the characteristically rapid
d e c r e a s e i n s u c t i o n v e l o c i t y, w i t h
increasing distance from an exhaust
opening.
• Direct capture path in the radial wall
jet, by means of extraction ports
around the torch nozzle [Figure 6 a)],
has been shown to be strongly influenced by the exhaust flow rate of the
aspirating unit.
• The location of the extraction port
is generally too close to the axis
of the torch and too far from the
work surface to capture either the
fume-laden wall jet or the rising
plume.
• Indirect capture path, by means of
extraction ports located on the lateral
surface [Figure 6 b)], far away from
the distal end of the torch, has been
shown to be slightly influenced by
the exhaust flow rate of the aspirating
unit.
Exhaust flow
Q(ex)
Figure 7 - Direct on-torch extraction with
axial exhaust path (schematic).
2.2.3 Direct vs. inverse extraction
In direct extraction torches, the welding
fumes are captured near the source of
emission, through proper openings
placed symmetrically on the distal end
around its lateral surface (extraction
ports). The shielding gas mixture,
instead, is provided through an inner
orifice placed on the torch nozzle, concentric with the extraction ports, like any
conventional GMAW torch (Figure 7).
A recent variation is covered by a US
Patent [17]. In this model, a fume extraction port surrounds the welding electrode and a concentric, inert gas, supply
port surro unds the extraction port
(Figure 8).
While the configuration shown in
Figure 8 (swapping positions of shielding gas and exhaust flows) helps to
confine the bulk of the fumes to a region
close to the arc, thus rendering the task of
extracting fumes relatively easy compared to prior devices, the configuration
also dilutes the inert gas concentration to
unacceptably low levels, with ambient
air in the vicinity of the arc and the weld
pool. This is irrespective of the relative
flow rate of shielding gas and rate of
fume extraction.
Some difficulties can arise in balancing
the correct flow rates of shielding gas
and exhaust gas, particularly when the
value of the welding current exceeds
150 A. For this reason, the quality of the
Shielding gas
Q(sh)
Shielding gas
Q(sh)
weld can be poor, owing to porosities
and irregularities in the bead shape.
2.2.4 Direct vs. indirect extraction with
radial exhaust field
The position of the suction openings in
the direct extraction torch (Figure 9) is
very important for welding quality when
using high-vacuum systems. The openings are positioned at a short distance
from the welding point, in such a way
that the suction flow can disturb the
shielding gas distribution on the welding
pool.
Therefore, the major challenge of direct
extraction is to maintain weld quality by
adjusting the suction flow rate according
to the welding position. If the suction
flow rate through the openings is too
high, it can disturb the shielding gas distribution and deteriorate weld quality;
on the contrary, if the suction flow rate is
too low, the capture efficiency can be
very poor.
Therefore, the welder is required to finetune the exhaust flow rate for each setup when using a direct capture extraction torch.
In the indirect extraction torch
(Figure 10), the welding fumes are captured near the s ource of emissi o n
through proper openings placed symmetrically around its lateral surface
(extraction ports), but far away from the
torch nozzle, where the buoyant fumes
Exhaust flow
Q(ex)
Figure 8 - Inverse on-torch extraction with
axial exhaust path (schematic).
Exhaust
flow Q(ex)
Exhaust
flow Q(ex)
Exhaust
Field
Shielding
gas Q(sh)
Exhaust
Field
Figure 9 - Direct on-torch extraction with
radial exhaust path (schematic).
are less aggressive after completion
(partial or total) of the condensation
process. The plume velocity and its
thermal gradient are considerably
reduced near the suction openings, with
shielding gas distribution marginally
affected by the suction flow rate and the
opening position relative to the welding
pool.
Therefore, the welder is not required
to adjust the exhaust flow rate for
each set-up when using the indirect
capture extraction torch, in the case
of both axial and radial suction field
variants.
Shielding
gas Q(sh)
Figure 10 - Indirect on-torch extraction with
radial exhaust path (schematic).
2.2.5 Direct extraction with radial
supply jet
A more recent International Patent [18]
covers an invention of an arc welding
torch (Figure 11) and a method for
extracting fumes from a welding site.
• The torch is composed of a consumable metal electrode and one shielding gas port, adapted to direct a shield
gas curtain with flow rate Q(sh)
around the electrode and the welding
pool, as with the conventional
GMAW torch.
• One shroud gas port is spaced radially outward from the shield gas port
and accommodated to confer a radially outward component of velocity
to the shroud gas exiting with flow
rate Q(jet).
• Fume gas is extracted by means of
an aspirator with flow rate Q(ex)
from a position radially intermediate
from the shield gas and the shroud
gas curtain; the latter tends to form
an aerodynamic flange around
the torch and the welding pool, thus
isolating the fume-rich region from
the s urroundings and a l l o wi n g
the fumes to be captured from the
envelope.
Exhaust
flow Q(ex)
Shielding
gas Q(sh)
Shroud
gas Q(jet)
Figure 11 - Schematic extraction nozzle with
radially-directed shroud gas jet [18].
Shroud
gas Q(jet)
Figure 12 - Integral extraction torch.
Welding torch
Fume nozzle
(hood)
Suction pipe
Fume collector
Figure 13 - Add-on extraction torch.
2.2.6 Integral vs. add-on extraction
torches
The basic suction openings are integrated into a newly-designed torch body
(integral extraction torch - Figure 12),
where a proper fume-extracting nozzle
is arranged to capture the fume plume
with a direct or indirect suction path.
There are two main ergonomic/size
requirements for a hand-held torch with
integrated fume extraction capability:
the tool must be light to handle (lightweight) and not bulky, thus allowing the
welder a correct line of vision to the
welding pool.
The add-on arrangement (Figure 13) can
be designed as an integral part of a standard, semi-automatic welding torch, or
more frequently, an exhaust hood or a
fume nozzle can easily be fitted as an
add-on improvement to an existing piece
of equipment for automatic applications.
2.3 Evaluation of capture efficiency of
fume extraction torches
Fume capture efficiency is the decisive
criterion for evaluating the performance
of welding fume extraction torches. It is
currently measured by a number of
widely differing methods.
Experimental studies have been conducted in order to determine whether a
uniform assessment of capture elements
is possible when different test methods
are employed [12, 13].
Requirements for extraction devices
have been set out in standards valid
throughout the European Union in the
course of harmonization. The available
draft standard governing extraction
devices for welding fumes contains four
different methods of testing capture efficiency [19].
Manufacturers and users may, in future,
employ two simple methods requiring
no major measurement resources. Two
further methods are suitable for use with
all extraction devices (including ontorch extraction systems), but they
require more complex measuring equipment, as capture efficiency is measured
in percentage terms.
An indication of capture efficiency by
the manufacturer enables the user to
select the most suitable extraction
device. The capture efficiency η of a
local exhaust ventilation system is
defined as: “The ratio of the directlycaptured contaminant to the amount
of totally-generated contaminant
(DIN EN 1093-3:1996)”.
This definition is valid for a specific test
set-up which is described in the said
Standard. Capture efficiency is the most
meaningful number for assessing the
ability of different local ventilation
systems to solve a specific ventilation
task [10].
2.3.1 Evaluation methods
Four principal methods of evaluating
the capture efficiency of fume-extracting torches have been developed in the
past:
1. Use of photography - This method
allows only a qualitative evaluation
of efficiency. It was used by early
workers and is still employed in marketing literature to graphically illustrate the effect of fume-extracting
torches.
2. Total particulate fumes - In this technique, the total fumes emitted are collected, first by turning on the extraction system and then by switching it
off. This technique is relatively simple
and widely used, but its accuracy is
low (about 20-25% inaccurate).
3. Breathing zone measurements - Standard techniques for measuring the
fumes in the welder’s breathing zone
are used, with and without the operation of the fume extraction system.
This method has the advantage that it
directly measures the quantity of
most interest, the fume exposure of
the welder. However, breathing zone
measurements tend to be subject to
large variations, due to the size and
position of the welder, general environment and position of weldments.
4. Tracer techniques - Use of a tracer
gas s uch as helium has b e e n
employed in order to make continuous and recordable measurements.
This method requires a mass spectrometer to measure the tracer gas
concentration.
In theory, it s hould be pos s ib l e t o
calculate capture efficiency without
measurements by using the modern
Computational Fluid Dynamics (CFD)
approach, but any CFD simulation is
only as good as the mathematical
models that are supplied as input to the
solution software, so it is always necessary to validate CFD results against
physical experiments.
A method has been developed by the
Institut National de Recherche et de
Sécurité (INRS), France, for measuring
the efficiency of fume exhaust devices
on GMA welding torches [20, 21].
Applicable both in the laboratory and
on-site, it is based on the use of a tracer
gas (helium) which may be a component
of the welding gas or be mixed with it.
Some boundaries have been defined in
order to develop a standard procedure
for measuring the capture efficiency of
welding fumes, namely:
• the method must be implemented
both in laboratory conditions and
welding workshops;
• the method must be user-friendly and
capable of wide circulation;
• the method must have high sensitivity
and assure a fast response to transitory welding phases.
Two welding torches, fitted with integral
fume extraction nozzles from a commercial supplier, have been used at INRS to
fine-tune the experimental procedures.
The improvements arising from the
evaluation procedure should fulfil the
wide acceptance criteria of the end user,
who normally requires product efficiency as well as a method for checking
tool performance and quality.
2.3.2 Balance method
The balance method defines the capture
efficiency (η) of the extraction system as
the ratio between the mass captured by
the extraction ports m(c) and the fume
mass emitted during the welding process
m(e):
η = m(c) / m(e) x 100 [%]
(1)
The method is based on the following
statement:
the sum of the fume mass captured by
the suction torch m(c) and the fume mass
which is not captured by the suction
torch m(nc) must be equal to the fume
mass emitted during the welding process
m(e), being all the masses expressed in
[mg/s].
This hypothesis can be expressed as:
m(e) = m(c) + m(nc)
[mg/s]
(2)
Replacing the relationship (1) with the
value given by (2), we obtain:
η = m(c) / m(e) x 100 [%] =
= (1-m(nc) / m(e)) x 100 [%]
(3)
The evaluation procedure consists in
measuring m(c) through an isokinetic
sampling of the captured fume inside the
extraction tube on the torch hosing
(Figure 14), while m(nc) is measured
through an isokinetic sampling of the air
and plume surrounding the suction
torch.
This second collection is performed
through an exhaust hood containing the
suction torch and connected to a collecting device.
Experimental trials have shown that
the exhaust hood slightly modifies
the normal airflow path near the suction
torch, thus affecting the torch’s capturing performance. Moreover, the bulk
size of the hood is incompatible with
some operative welding conditions and
makes the balance method partially
unsuitable for on-site evaluation.
For these reasons, the balance method
has been changed to a relative method.
2.3.3 Total particulate method
This relative method allows the determination of the ratio between the mass
of fume really captured by the torch and
t he m as s of fume extracted, w hen
the ideal efficiency is supposed to be
η = 100%.
The choice of a standard sample procedure must be made by introducing a
tracer gas (generally helium) into the arc
point. Welds must be performed in order
to be perfectly reproduced, thus requiring:
• an isokinetic sampling within the
suction conduit of a constant fraction
of welding fumes captured by the
suction torch;
• a capture of this constant fraction on
a filter, collecting the particulate
matter.
By weighting the filter before and after
the testing procedure, the collected particulate is measured. Some precautions
must be taken during the sampling procedure:
• the suction flow rate to the torch must
be kept constant during the sampling
period;
• the sampling location must be far
away from the torch conduit, in order
to obtain a homogeneous concentration of the particulate matter;
• the suction velocity at the sampling
location must be closely equal to the
velocity inside the conduit, in order to
achieve an isokinetic sampling representative of the particle sizes.
Tracer gas
sampling
Isokinetic sampling
Filter with NON
captured fumes m(nc)
Exhaust hood
for NON
captured fumes
Isokinetic sampling
To suction
pump
Tracer gas
sampling
Filter with captured
fumes m(c)
Figure 14 - Schematic layout of balance method.
By defining:
M1 = mass of the particulate matter
collected by the filter during
the welding time [mg], Figure
15;
t
= welding time [s];
M2 = mass of the particulate matter
collected by another filter
within the same extraction conditions, but without welding,
during the same time t [mg],
Figure 16.
The total mass of the particulate matter
collected by the two filters is expressed
by:
M = (M1 - M2) / t [mg/s]
(4)
By performing a third test while
welding, using ideal suction conditions
(i.e. extraction flow rate higher than the
value used in the first test), we can
expect to collect on a third filter a partic-
ulate mass M(max) corresponding to a
capture efficiency of 100% and then:
η = M / M(max) x 100 [%]
(5)
Three remarks on the procedure are
important:
1. M(max) is only postulated;
2. The method evaluates an average
e ff i c i e n c y, w e i g h t e d d u r i n g t h e
welding period, thus ignoring possible variations in the suction conduit
during the trials;
3. M1 and M2 are not measured during
the same period.
The second remark requires an extensive
survey. By measuring the difference
(M1 - M2), only the particulate matter
produced during welding is evaluated,
thus excluding all other contaminant
sources.
This is equivalent to subtract from the
measure a background noise, presumed
1 Step - M1 with
welding
Captured
Fumes
to be constant, and this is real, because
M2 is considerably lower than M1. The
internal roughness of the evacuating
conduits can pick up some particulate
matter from the fumes, or in the opposite
case, occasional movements of the hoses
can draw away some particulate matter
by the exhaust air.
These alternating and random phases of
particulate deposition and collection can
alter and misrepresent the measured
values M1 and M2, thus giving capture
efficiency with an uncertainty range
lower than about 25%.
2.3.4 Tracer gas (helium) method
Basically, the evaluation of the capture
efficiency of a suction torch is performed using a tracer gas with the same
behaviour of the welding fumes. The
choice of tracer gas is made according to
some general requirements:
1. absence of toxicity;
Isokinetic sampling
To suction
pump
fumes M1
Figure 15 - Layout of particulate method - 1st step.
2 Step - M2 without
welding
Captured
Air
Isokinetic sampling
To suction
pump
air M2
Figure 16 - Layout of particulate method - 2nd step.
2. chemical stability;
3. no interference with the fume plume;
4. easily measured, even at low concentrations;
5. low cost.
Helium is the best choice of tracer gas,
fulfilling the stringent requirements.
Helium simulates the emission behaviour
of fumes well, having an aerodynamic
diameter of up to 5 μm, while fume
emission diameters are lower than 1 μm.
The evaluation procedure can be summarized in three measurements of the
tracer gas, performed with a constant
extraction flow rate supplied to the
torch, namely:
1 Step - Ambient Air
Concentration C0
• C0, ambient air concentration
[ppm], measured without tracer gas
(Figure 17);
• C1, gas concentration [ppm], measured s upplying the to r c h wi t h
the shield gas mixed with the tracer
gas (helium in the proportion of about
1%), both present in the suction
Isokinetic sampling
To suction
pump
Ambient Air
To Mass Spectrometer:
Concentration (ppm) of
captured air C0
Figure 17 - Tracer gas method - 1st step: Determination of C0.
2 Step - Shield + Tracer
Gas Concentration (C1)
Isokinetic sampling
To suction
pump
captured gas C1
Shield + Tracer
gas (He)
Figure 18 - Tracer gas method - 2nd step: Determination of C1.
3 Step - Captured fume
Concentration (C2)
Isokinetic sampling
To suction
pump
captured fume C2
Shield + Tracer
gas (He)
Figure 19 - Tracer gas method - 3rd step: Determination of C2.
C2 (He concentration), ppm
welding
welding
400
η=100%
C1
η=85%
300
200
100
η=10%
C0
0
0
50
100
150
200
250
300
350
400
t(s)
Figure 20 - Spectrometer recording of capture efficiency evaluated by tracer gas method (Torch angle: variable) [21].
ports of the torch without welding
(Figure 18);
• C2, gas concentration [ppm], measured under standard welding conditions, supplying the torch with the
shield gas mixed with the tracer gas
in the emission zone of the fumes,
using the same suction flow rate
(Figure 19).
All gas concentrations are measured
using a mass spectrometer calibrated on
the employed tracer gas. The suction
conduit of the torch is the location area
of the isokinetic sampling (constant and
homogeneous concentration) of the
tracer gas (helium); a 2.5 m distance
from the torch body is a good, recommended value.
The capture efficiency of the suction
torch being tested can be evaluated
using the relationship:
η = (C2 - C0) / (C1 - C0) x 100 [%]
(6)
The statistical interpretation of the test
results can be performed by means of
informatics tools, i.e.:
• estimation of the mean capture efficiency during the total time of the
welding test (%);
• estimation of the standard deviation
of capture efficiency (%);
• confidence interval for the mean.
The main advantages of the procedure,
when compared to both the balance and
total particulate methods, can be summarized as follows:
• the maximum capture efficiency can
be evaluated (η = 100%);
• pick-up or release of particulate
inside the evacuating conduits do not
influence the results;
• the welding post can be separated
from the environment during on-site
tests;
• it is easy to use;
• capture efficiency can be recorded
(Figure 20) with written evidence;
• possible random variations during the
welding process can be evaluated.
References
[1]
EC funded Collective Research Project, Contract N. CT-2005-516336, Economically welding in a healthy way (Econweld) - Project website:
http://www.ewf.be/econweld/.
[2] 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.
[3] Aspirmig Srl, Turin, Italy - Download at: www.aspirmig.com.
[4] Caruggi M., Nilberto A.: «Welding investigation and optimisation by means
of Computational Fluid Dynamics», IIW Doc. VIII-2041-07, 2007.
[5] Colombo F.: «Ergonomics in welding: experimental results in industrial
cases», IIW Doc. VIII-2040-07, 2007.
[6] 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.
[7] Fiore S.R.: «Reducing exposure to Hexavalent Chromium in Welding
Fumes», Welding Journal, August 2006, vol. 85, no. 8, pp. 38-42.
[8] American Conference of Governmental Industrial Hygienists (ACGIH),
Industrial Ventilation - A Manual of Recommended Practice, 2nd Edition,
1995, Cincinnati (USA).
[9] Brandt A.: «Industrial Health Engineering», John Wiley & Sons, 1947, New
York (USA), p. 71.
[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.
➠ segue
[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 of 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 équipements 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).
Sommario
Efficienza della captazione dei fumi delle torce per saldatura MIG/MAG ad aspirazione integrale - Parte 1
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.
Pubblicazioni IIS
Metallografia e corrosione
dei giunti saldati
Indice
METALLOGRAFIA DEI GIUNTI SALDATI:
Metallografia della saldatura con sistemi ottici:
−
preparazione dei provini;
−
esame macrografico;
−
esame micrografico.
Microscopia elettronica:
−
microscopio elettronico a trasmissione;
−
microscopio elettronico a scansione.
Altri esami strutturali:
−
impronta Baumann;
−
diffrazione a raggi X;
−
frattografia.
CORROSIONE:
Generalità:
−
processo di corrosione ad umido;
−
processo di corrosione a secco.
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IIS Didattica
Classificazione europea dei
consumabili per acciai al
carbonio e a grano fine secondo
UNI EN ISO 2560:2007 *
1 - Introduzione e quadro
storico
La scelta del consumabile più opportuno
nella realizzazione di un componente
saldato è funzione di una serie di criteri,
basati principalmente sulle caratteristiche della costruzione, sulle proprietà
richieste per il giunto e sulle condizioni
operative. Tra i vari strumenti disponibili, la classificazione dei consumabili
rappresenta sicuramente un utile supporto per l’identificazione del tipo di
elettrodo più opportuno; in particolare,
essa è basata su criteri omogenei in
termini di prove e parametri esecutivi
che consentono il confronto diretto tra
diverse opzioni applicabili.
Tali criteri sono identificati dai gruppi di
lavoro attivi in ambito normativo, a cui
partecipano i rappresentanti nazionali
inviati dal mondo industriale dei paesi
membri. In Italia, l’Istituto Italiano della
Saldatura ha supportato l’industria
anche in questa direzione, attraverso la
gestione del gruppo di lavoro “Commissione Saldature” quando le norme erano
solamente nazionali (ad esempio come
nel caso della UNI 5132 “Elettrodi rivestiti per la saldatura ad arco degli acciai
non legati e debolmente legati al manganese”, ormai ritirata), sia partecipando
attivamente e inviando i delegati nazionali ai vari comitati di normazione.
*
Sino a qualche anno fa, la situazione normativa ha presentato due approcci normativi differenti, basati sulle norme AWS
(emesse dall’American Welding Society)
e sulle norme EN (emesse dal CEN) e poi
recepite in Italia come UNI EN; tali
approcci differivano per criteri di classificazione (basati ad esempio sul carico di
snervamento o di rottura del deposito),
metodi di prova (si pensi ad esempio alle
differenze tra le caratteristiche geometriche del pendolo per le prove di Resilienza - Charpy V previste dalle normative EN e quelle delle normative ASTM)
e per le unità di misura (sistema metrico
decimale e sistema anglosassone).
Sempre storicamente, i tentativi di definire criteri intercontinentali (attraverso il
lavoro dell’ISO) hanno prodotto scarsi
risultati in quanto hanno generato normative poco utilizzate dall’industria e
pertanto non in grado di sostituire le
norme europee e statunitensi (sicuramente più comuni su scala mondiale);
solamente negli ultimi anni, grazie agli
sforzi profusi dalla Commissione II
TABELLA I - Norme EN ISO emesse.
Numero
della norma
EN ISO 2560
EN 757
EN ISO 3580
“Arc Welding and Filler Metals” dell’IIW (International Institute of
Welding), che detiene il ruolo di comitato normatore in base ad un accordo con
l’ISO, si è addivenuti ad un approccio
strutturato su una doppia classificazione
ma su modalità di prova univoche, che
consentono il duplice vantaggio di
ridurre i costi per i fabbricanti di consumabili, che possono limitare il numero
di prove necessarie, e per i costruttori di
prodotti saldati, che più facilmente
possono reperire sul mercato consumabili in grado di soddisfare i requisiti contrattuali. La Tabella I riporta le principali
norme che sono state emesse in base a
questo approccio con riferimento agli
elettrodi rivestiti per la saldatura ad arco.
In particolare, in questo articolo è
sintetizzato il contenuto della norma
UNI EN ISO 2560 relativa alla classificazione degli elettrodi rivestiti per la saldatura degli acciai al carbonio e a grano
fine; saranno inoltre riportate le condizioni di prova previste per i giunti testa a
testa e per i giunti d’angolo.
Descrizione
Materiali d’apporto per saldatura. Elettrodi rivestiti per la saldatura manuale
ad arco di acciai non legati e a grano fine. Classificazione
Materiali d’apporto per saldatura. Elettrodi rivestiti per saldatura manuale
ad arco di acciai ad alta resistenza. Classificazione
ad arco di acciai resistenti allo scorrimento viscoso. Classificazione
EN 1600
(ISO 3581)
ad arco di acciai inossidabili e di acciai resistenti ad alta temperatura.
Classificazione
EN ISO 14172
Materiali d’apporto per saldatura. Elettrodi rivestiti per la saldatura manuale
ad arco del nichel e delle leghe di nichel. Classificazione
Redazione a cura della Divisione FOR - Formazione e insegnamento dell’Istituto Italiano della Saldatura - Genova.
Classificazione europea dei consumabili per acciai al carbonio e a grano fine secondo UNI EN ISO 2560:2007
2 - Classificazione dei
consumabili per acciai al
carbonio e a grano fine
(EN ISO 2560)
Come accennato precedentemente, sono
previste le due seguenti modalità di designazione, entrambe valide ed utilizzabili
per classificare un dato consumabile:
• la classificazione denominata di tipo
A è basata sui criteri precedentemente
definiti nelle norme EN, quindi riferita al carico di snervamento e alla
resilienza media pari a 47 J;
• la classificazione denominata di tipo
B è basata principalmente sulle
norme statunitensi (afferenti all’area
del cosiddetto “Pacific Rim”), quindi
riferita al carico di rottura e alla resilienza media pari a 27 J.
La norma EN ISO 2560 specifica le
modalità di prova ed i requisiti per la
classificazione degli elettrodi rivestiti in
base alle caratteristiche del rivestimento
ed alle proprietà del metallo depositato,
sia allo stato come saldato, sia trattato termicamente dopo saldatura. Al proposito,
è sempre bene ricordare che le proprietà
dei depositi a cui si riferisce la norma
possono differire anche significativamente da quelli ottenibili in produzione, a
causa sia degli effetti della diluizione col
metallo base, sia della procedura di saldatura (apporto termico specifico, preriscaldo, interpass, ecc.).
Per consentire una più agevole consultazione, la norma prevede paragrafi e
tabelle di riferimento aventi per oggetto
differenti informazioni: in particolare
paragrafi e tabelle utilizzabili per l’una o
l’altra classificazione riportano il suffisso
distintivo, mentre quelli sprovvisti di suffisso sono utilizzabili e riferiti indifferentemente a una o all’altra classificazione.
2.1 Classificazione di tipo A
Con riferimento alla Tabella II, la designazione di tipo A è divisa in otto parti:
• una prima parte relativa al
processo/prodotto da identificarsi
(elettrodo rivestito, in questo caso);
• una seconda parte relativa al carico di
snervamento e all’allungamento del
deposito;
• una terza parte relativa alla tenacità
del deposito;
• la quarta parte fornisce informazioni
circa la composizione chimica del
deposito;
TABELLA II - Esempio di classificazione di tipo “A”.
• la quinta parte fornisce informazioni
circa il rivestimento dell’elettrodo;
• la sesta parte si riferisce al rendimento nominale dell’elettrodo e al
tipo di alimentazione elettrica;
• la settima parte è costituita da un
simbolo che indica le posizioni di saldatura;
• l’ottava parte riguarda infine il contenuto di idrogeno diffusibile.
Le ultime tre informazioni sono opzionali, mentre le precedenti cinque risultano obbligatorie per la classificazione
del prodotto.
È infine bene ricordare che la classificazione comprende anche la norma di riferimento, posta in prima posizione, per
consentire una più idonea interpretazione dei simboli che seguono e dei
requisiti di prova corrispondenti.
Condizioni di prova (Classificazione di
tipo A)
La norma prevede determinate condizioni di saldatura di riferimento alle
quali eseguire il giunto: apportare variazioni a queste condizioni può condurre a
risultati differenti in termini di composizione chimica (in virtù della differente
diluizione, ad esempio) e di caratteristiche meccaniche.
In particolare, le caratteristiche tensili
sono riferite ad un deposito allo stato
come saldato ottenuto con un elettrodo
di diametro 4 mm, senza preriscaldo,
con interpass pari a 250 °C, mantenendo
direzione di avanzamento costante, e
con un’intensità di corrente compresa tra
il 70 e il 90% di quella raccomandata dal
fabbricante, in corrente continua o alternata, secondo la classificazione. Il deposito è previsto depositato con almeno 7
passate (sino ad un massimo di 9), composte da due cordoni per strato, ad eccezione degli ultimi due, per i quali è prevista l’esecuzione di tre cordoni; in
questo modo è garantito che le caratteristiche di prova siano effettivamente riferite al deposito e che sia trascurabile
l’effetto del materiale base saldato (cioè
in assenza di diluizione). Le caratteristiche di tenacità sono riferite in termini di
temperatura alla quale il deposito garantisce una resilienza pari a 47 J. Le condizioni di prova prevedono l’utilizzo di tre
campioni: di questi uno soltanto può
presentare una resilienza minore di 47 J,
ma comunque non inferiore a 32 J. La
norma specifica che l’elettrodo classificato per una certa temperatura automaticamente possa essere classificato per
tutte le temperature maggiori.
TABELLA III - Classificazioni di tipo A: requisiti per giunto d’angolo.
Diametro
Tipo di
dell’elettrodo
Posizione
Posizione
rivestimento
mm a
Altezza
teorica di gola
mm
Differenza di
lunghezza
mm
Convessità
mm
1o2
C
RXb
B
PB
6.0
4.5 min.
5.0 min.
5.0 min.
1.5 max.
2.0 max.
2.0 max.
2.5 max.
3.0 max.
3.0 max.
3
A RR
PB
6.0
5.0 min.
2.0 max.
3.0 max.
5
R
B
PB
5.0
4.5 min.
1.5 max.
2.5 max.
1o2
C
RXb
B
PF
4.0
4.5 max.
4.5 max.
5.5 max.
–
2.0 max.
1, 2 o 5
C
RXb
B
PD
4.0
4.5 max.
4.5 max.
5.5 max.
1.5 max.
1.5 max.
2.0 max.
2.5 max.
2.5 max.
3.0 max.
5
B
PG
4.0
5.0 min.
–
1.5 max. c
NOTE:
a Dove la dimensione maggiore dichiarata è minore di quella specificata, si usi un diametro maggiore, altrimenti dimensioni di elettrodo non indicate non devono essere soggette a prova.
b RX include R, RC, RA e RB.
c Concavità massima.
Giunti d’angolo (Classificazione di
tipo A)
Per questo tipo di giunto, non potendosi
ottenere un deposito non influenzato
dalle caratteristiche del metallo base, è
previsto che il fabbricante indichi, in
aggiunta alla classificazione, le caratteristiche dei materiali base con cui le proprietà indicate nella classificazione sono
state raggiunte. Per quanto riguarda le
modalità di esecuzione dei provini, la
norma richiede che le superfici da saldare
siano preparate per pulirle da incrostazioni, ruggine e contaminati in genere; lo
spessore delle lamiere è compreso tra i
10 e i 12 mm, la larghezza dovrà essere
di almeno 75 mm e la lunghezza di
almeno 300 mm. Per ciascun tipo di elettrodo si riportano il diametro dell’elettrodo, la posizione di saldatura e i risultati richiesti per le prove (Tabella III).
TABELLA IV - Classificazione di tipo B.
2.2 Classificazione di tipo B
Con riferimento alla Tabella IV, la designazione di tipo B è divisa in sette parti:
• una prima parte relativa al
processo/prodotto da identificarsi
(elettrodo rivestito, in questo caso);
• una seconda parte relativa alla resistenza del deposito;
• una terza parte che indica la tipologia
di rivestimento, l’alimentazione di
corrente e la posizione di saldatura;
• la quarta parte fornisce informazioni
circa la composizione chimica del
deposito;
• la quinta parte fornisce informazioni
circa le condizioni di trattamento
termico post saldatura del deposito;
• la sesta parte si riferisce al fatto che
l’elettrodo abbia soddisfatto un requisito di resilienza di 47 J (contrariamente ai 27 J standard);
• la settima parte riguarda infine il contenuto di idrogeno.
Anche in questo caso i primi cinque
campi sono obbligatori per la classificazione del prodotto, mentre gli ultimi due
sono opzionali.
È da sottolinearsi il fatto che questa tipologia di classificazione non fornisce
simboli relativi alla tenacità del materiale (in termini di resilienza): viene
infatti riportato, all’interno della norma
stessa, un requisito riferito alla temperatura alla quale viene raggiunta la resilienza di 27 J.
Si noti infine che questa classificazione,
a differenza del tipo A, prevede che
vengano specificate le condizioni dopo
saldatura del deposito (come saldato o
dopo trattamento termico, indicate
rispettivamente dalle lettere A o P).
Condizioni di prova (Classificazione di
tipo B)
Per quanto riguarda l’esecuzione del
deposito, è previsto l’impiego di un elettrodo di 4 mm, con temperature di preriscaldo e interpass diverse in funzione
della composizione del deposito; come
per la classificazione di tipo A, è prevista la deposizione di almeno 7 strati
(sino ad un massimo di 9), composti da
due cordoni per strato, ad eccezione
degli ultimi due, per i quali è prevista
l’esecuzione di tre cordoni.
Per quanto riguarda le condizioni di trattamento termico, è previsto il trattamento del campione a 620 °C con una
tolleranza di 15° (605°, per i casi di
composizione chimica N5 ed N7, e 600°
per il caso N13); nel caso particolare in
cui un elettrodo sia stato classificato in
entrambe le condizioni, riferito cioè allo
stato come saldato e con trattamento
termico, esso porterà la sigla AP.
I requisiti che devono essere soddisfatti
dal deposito, in termini di prove meccaniche, sono riportati nella Tabella V, riferiti alle tipologie di elettrodo di più
comune impiego; per quanto riguarda le
caratteristiche di resilienza, si è già
accennato che la condizione standard di
riferimento prevede un valore garantito
di 27 J; in questo caso è prevista la prova
di cinque campioni: il requisito è riferito
ai tre valori centrali di cui almeno due
dovranno garantire una resilienza superiore a 27 J alla temperatura di prova,
mentre il terzo dovrà garantire una resilienza comunque non inferiore a 20 J
con il valore medio comunque superiore
a 27 J. Nel caso sia identificato il requisito di 47 J (con il simbolo U sulla designazione) le prove dovranno essere riferite a tale valore (si veda ai requisiti per
la classificazione di tipo A).
Non è previsto un simbolo specifico per
il rendimento nominale dell’elettrodo e
per il tipo di alimentazione: quest’ultima
informazione risulta compresa nel
simbolo previsto per il tipo di elettrodo.
La Tabella VI si riferisce infine ai requisiti di composizione chimica; anche in
questo caso si noti che tali requisiti sono
riferiti al deposito, la cui composizione
chimica, vista l’assenza di diluizione, è
TABELLA V - Classificazioni di tipo B: proprietà meccaniche del deposito per gli elettrodi di uso più comune.
Carico di rottura
N/mm2
Carico di snervamento
N/mm2
Allungamento %
Temperatura con
resilienza di 27 J
E4310
430
330
20
- 30
E4910
480 ÷ 650
400
20
- 30
E4913
490
400
16
N. S.
E4918
490
400
20
- 30
E4918-1
490
400
20
- 45
E4910-P1
490
420
20
- 30
E4910-1M3
490
420
20
N. S.
E4911-1M3
490
400
20
N. S.
E4918-1M3
490
400
20
N. S.
E5516-3M3
550
460
17
- 50
E5518-3M3
550
460
17
- 50
E5516-N1
550
460
17
- 40
E4916-N2
490
390
20
- 40
E4918-N2
490
390
20
- 50
E5516-N2
550
470 ÷ 550
20
- 40
E5518-N2
550
470 ÷ 550
20
- 40
E4916-N3
490
390
20
- 40
E5516-N3
550
460
17
- 50
E5516-3N3
550
460
17
- 50
E5518-N3
550
460
17
- 50
E5518-N5
550
460
17
- 60
Classificazione
TABELLA VI - Classificazioni di tipo B: requisiti di composizione del deposito per elettrodi di utilizzo comune.
Classificazione
C
Mn
Si
P
S
Ni
Cr
Mo
V
Cu
Al
E4310
0.20
1.20
1.00
NS
NS
0.30
0.20
0.30
0.08
NS
NS
E4910
0.20
1.25
0.90
NS
NS
0.30
0.20
0.30
0.08
NS
NS
E4913
0.20
1.20
1.00
0.035
0.035
0.30
0.20
0.30
0.08
NS
NS
E4918
0.15
1.60
0.90
0.035
0.035
0.30
0.20
0.30
0.08
NS
NS
E4918-1
0.15
1.60
0.90
0.035
0.035
0.30
0.20
0.30
0.08
NS
NS
E4910-P1
0.20
1.20
0.60
0.03
0.03
1.00
0.30
0.50
0.10
NS
NS
E4910-1M3
0.12
0.60
0.40
0.03
0.03
NS
NS
0.40 ÷0.65
NS
NS
NS
E4911-1M3
0.12
0.60
0.40
0.03
0.03
NS
NS
0.40 ÷0.65
NS
NS
NS
E5516-3M3
0.12
1.00 ÷1.80
0.80
0.03
0.03
0.90
NS
0.40 ÷0.65
NS
NS
NS
E5518-3M3
0.12
1.00 ÷1.80
0.80
0.03
0.03
0.90
NS
0.40 ÷0.65
NS
NS
NS
E5516-N1
0.12
0.60 ÷1.60
0.90
0.03
0.03
0.30 ÷1.00
NS
0.35
0.05
NS
NS
E4916-N2
0.08
0.40 ÷1.40
0.50
0.03
0.03
0.80 ÷1.10
0.15
0.35
0.05
NS
NS
E4918-N2
0.08
0.40 ÷1.40
0.50
0.03
0.03
0.80 ÷1.10
0.15
0.35
0.05
NS
NS
E5516-N2
0.12
0.40 ÷1.25
0.80
0.03
0.03
0.80 ÷1.10
0.15
0.35
0.05
NS
NS
E5518-N2
0.12
0.40 ÷1.25
0.80
0.03
0.03
0.80 ÷1.10
0.15
0.35
0.05
NS
NS
E4916-N3
0.10
1.25
0.60
0.03
0.03
1.10 ÷2.00
NS
0.35
NS
NS
NS
E5516-N3
0.10
1.25
0.60
0.03
0.03
1.10 ÷2.00
NS
0.35
NS
NS
NS
E5516-3N3
0.10
1.60
0.60
0.03
0.03
1.10 ÷2.00
NS
NS
NS
NS
NS
E5518-N3
0.10
1.25
0.80
0.03
0.03
1.10 ÷2.00
NS
NS
NS
NS
NS
E5518-N5
0.12
1.25
0.80
0.03
0.03
2.00 ÷2.75
NS
NS
NS
NS
NS
dovuta al metallo che costituisce l’anima
con le correzioni dovute al rivestimento.
Giunti d’angolo (Classificazione di
tipo B)
In questo caso, la norma prescrive l’utilizzo di lamiere d’acciaio non legato con
tenore massimo di carbonio pari allo
0.30%.
Lo spessore, la larghezza e la lunghezza,
così come le posizioni da soddisfare per
ciascuna tipologia di rivestimento, sono
riportati nella Tabella VII alla pagina
seguente.
Riferimenti normativi
EN ISO 544
Welding consumables - Technical delivery conditions for
welding filler materials - Type of product, dimensions, tolerances and markings.
EN ISO 2560
Welding consumables - Covered electrodes for manual metal arc
welding of non-alloy and fine grain steels. Classification.
EN ISO 3690
Welding and allied processes - Determination of hydrogen
content in ferritic steel arc weld metal.
EN ISO 6847
Welding consumables - Deposition of a weld metal pad for
chemical analysis.
EN ISO 6947
Welds - Working positions - Definitions of angles of slope and
rotation.
EN ISO 13916
Welding - Guidance on the measurement of preheating temperature, interpass temperature and preheat maintenance temperature.
EN ISO 14344
Welding and allied processes - Flux and gas shielded electrical
welding processes - Procurement guidelines for consumables.
ISO 31-0
Quantities and units - Part 0: General principles.
ISO 2401
Covered electrodes - Determination of the efficiency, metal
recovery and deposition coefficient.
Tipo di rivestimento
Corrente e polarità
Diametro elettrodo
mm a
Posizione
Spessore nominale
lamiera
mm
Larghezza nominale
lamiera
Lunghezza minima
della lamiera
mm
Dimensioni del giunto
mm
Convessità massima
mm
TABELLA VII - Classificazioni di tipo B: requisiti per giunto d’angolo.
03
A.C., D.C. (+)
5.0
6.0
PF,
PD,
PB
12
12
75
300
400
10.0 max.
8.0 min.
1.5
2.0
10
D.C. (+)
5.0
6.0
PF,
PD,
PB
10
12
75
300
400
8.0 max.
6.5 min.
1.5
2.0
11
A.C., D.C. (+)
5.0
6.0
PF,
PD,
PB
10
12
75
300
400
8.0 max.
6.5 min.
1.5
2.0
12
A.C., D.C. (-)
5.0
6.0
PF,
PD,
PB
12
12
75
300
400
10.0 max.
8.0 min.
1.5
2.0
13
A.C., D.C. (-), D.C. (+)
5.0
6.0
PF,
PD,
PB
12
12
75
300
400
10.0 max.
8.0 min.
1.5
2.0
14
A.C., D.C. (-), D.C. (+)
4.0
6.0
PF,
PD,
PB
10
12
75
300
400
8.0 max.
8.0 min.
2.0
2.0
15
D.C. (+)
4.0
6.0
PF,
PD,
PB
10
12
75
300
400
8.0 max.
8.0 min.
2.0
2.0
16
A.C., D.C. (+)
4.0
6.0
PF,
PD,
PB
10
12
75
300
400
8.0 max.
8.0 min.
2.0
2.0
18
A.C., D.C. (+)
4.0
6.0
PF,
PD,
PB
10
12
75
300
400
8.0 max.
8.0 min.
2.0
2.0
19
A.C., D.C. (+)
5.0
6.0
PF,
PD,
PB
12
12
75
300
400
10.0 max. 8.0 min.
1.5
2.0
20
A.C., D.C. (-)
6.0
PB
12
75
400
8.0 min.
2.0
24
A.C., D.C. (-), D.C. (+)
6.0
PB
12
75
400 o 650 b
8.0 min.
2.0
b
8.0 min.
2.0
27
A.C., D.C. (-)
6.0
PB
12
75
400 o 650
28
A.C., D.C. (+)
6.0
PB
12
75
400 o 650 b
8.0 min.
2.0
40
NS c
NS c
NS c
NS c
75
NS c
NS c
NS c
48
A.C., D.C. (+)
4.0
5.0
PD,
PB,
PG
10
10
75
8.0 max.
6.5 min.
2.0
2.0
300 o 400 d
NOTE:
a Quando utilizzato un diametro inferiore per la saldatura in posizione, è opportuno ridefinire i criteri di conseguenza.
b Per lunghezze di 450 mm è ammesso un minimo di 400 mm; per 700 mm il minimo ammesso è di 650 mm.
c NS = non specificato. I requisiti sono da definirsi in accordo tra fabbricante ed acquirente.
d Per lunghezze di 350 mm è ammesso un minimo di 300 mm; per 450 mm o 460 mm il minimo ammesso è di 400 mm.
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Scienza
e
Tecnica
L’impiego dell’acciaio nelle costruzioni in Italia
L’impiego dell’acciaio in Italia, per le
opere di carpenteria e per le opere
accessorie, è oggettivamente piuttosto
limitato. A tale considerazione si giunge
con il mero confronto con il panorama
internazionale omogeneo oppure osservando il rapporto interno tra le costruzioni realizzate in cemento e quelle in
acciaio. I risultati, comunque si guardino, conducono inevitabilmente alle
stesse conclusioni.
Esaminiamo i risultati illustrati nei
seguenti grafici (gentile e preziosa concessione ACAI).
Praticamente in tutta l’Europa continentale e nel Regno Unito, l’acciaio è
impiegato in quantità 2-3 volte superiore che in Italia; non solo ma la differenza sembra incrementarsi col passare
degli anni piuttosto che diminuire. Se
poi si sposta il confronto in casa, si constata come l’ingegneria civile italiana
sia quasi esclusivamente ingegneria del
calcestruzzo ed i dati sono ancora peggiori se si depura la quantità di ferro
impiegata per le costruzioni dalla quota
costituita dalle barre d’armatura del
cemento armato.
“E allora? Bella scoperta!
È così da sempre”. Potrà ribattere il
lettore. Certo non siamo qui a presentare la panacea della Carpenteria
Metallica; vogliamo solo suggerire
qualche spunto di riflessione, ben consapevoli che da più di un quarto di secolo
la s ituaz ione è ques ta e p ri ma e ra
ancora peggio.
Il fatto che quando tra tecnici dell’acciaio si chiacchiera dell’argomento in
generale (certo non quando si affronta
uno specifico appalto e l’attenzione è
concentrata sui singoli specifici dettagli), non è raro che compaia qualche
sorriso di condiscendenza verso l’anima
bella che se ne viene fuori a scoprire
l’acqua calda: “le imprese civili sono
troppo forti, i costruttori di carpenteria
sono le cenerentole, i prezzi li fanno gli
altri, ecc.”. Tutte considerazioni sacrosante che ben ci guardiamo dal confutare. Però forse qualche responsabilità
sta anche tra noi e qualche sforzo di
miglioramento ci potrebbe stare.
Per esempio iniziando dalla formazione
professionale: le scuole secondarie
superiori, gli istituti per geometri,
quanto spazio lasciano all’acciaio nello
studio delle tecniche di costruzione?
Poco, ci risulta, ma siamo pronti a ricrederci. L’università e le facoltà di ingegneria civile: forse è cambiato qualcosa
negli ultimi anni, ma tuttora i corsi sono
improntati all’ottimale utilizzo del
cemento armato; il ferro è roba da meccanici.
Il risultato è che poi, nella carriera professionale, si utilizza ciò che si conosce
meglio.
Poi c’è la diffidenza che chiameremmo
epidermica, verso quelle strutture snelle
che bisogna verniciare. Se poi son
saldate, non c’è da fidarsi. Noi stessi,
nei nostri corsi IIS, presentiamo diffusa-
Scienza e Tecnica
mente le magagne, come la monoliticità
delle costruzioni, la presenza di alte tensioni interne, la possibile difettosità
delle giunzioni: intendiamoci, ci mancherebbe altro che non lo facessimo,
però anche ad un pubblico selezionato
di tecnici dell’acciaio effettivi o potenziali potrebbe sfuggire che la costruzione che realizzeranno sarà intrinsecame n te s ic u r a p ro p r i o pe rc hé que i
problemi si conoscono bene e ci sono
tutti i mezzi tecnologici e culturali per
contenerne l’insorgenza o risolverli
all’occorrenza. Figuriamoci che problemi devono affrontare progettisti e
fabbricanti di strutture in acciaio,
quando l’interlocutore non è un tecnico
della materia e ha poche e incomplete
informazioni sulla sicurezza delle nostre
costruzioni.
Poi ci sono le normative: qui ci sentiamo
di plaudire alle recenti norme tecniche
che ci sembrano armoniche ed esaurienti.
La loro applicazione integrale (si veda
ad esempio la certificazione d’azienda
secondo ISO 9001 o EN ISO 3834) è
impegnativa, manca un congruo periodo
di transitorietà, ma comunque lì bisognava arrivare per un’adeguata garanzia di qualità. Ci chiediamo se ci sia
analoga attenzione per le costruzioni in
calcestruzzo; se così è, bene ci
si batte ad armi pari.
Ed infine guardiamoci in casa:
quanto pesa la progettazione sul
c osto globale dell’oper a?
Dovrebbe pesare di più per progettare meglio, non in modo più
sicuro che nulla abbiamo da
eccepire al riguardo, ma semplicemente in modo più informato.
È necessario che la scelta della
tipologia dei giunti saldati sia
sempre sostenuta dalla consapevolezza
della effettiva risposta dei giunti alle
azioni: altrimenti si corre il rischio di
“mettersi al vento”, prescrivendo costosissimi giunti a piena penetrazione dove
non occorrono o cavandosela con le
regole pratiche della rimpianta UNI
10011, oppure delegando al fabbricante
scelte sul tipo ed estensione dei controlli
che potrebbero non corrispondere alle
esigenze progettuali.
Che fare in conclusione? Senza pretesa
di completezza, suggeriamo ai tecnici
dell’acciaio più esperti di investire in
formazione. Formazione interna innanzitutto, ma di promuovere investimenti in
disponibilità alla collaborazione (ahimè
gratuita) con la scuola e l’università,
per far conoscere la leggerezza delle
costruzioni in acciaio, la loro affidabilità, controllabilità e perché no la loro
eleganza e bellezza.
Viviamo in un paese magnifico e “ballerino”: gran parte del territorio è a
rischio sismico, quasi altrettanto è a dissesto idrogeologico.
Facciam o s apere che l’acci a i o è
“galantuomo”, cioè che è capace di
assecondare le azioni più violente, se è
ben utilizzato, senza compromettere irrimediabilmente la struttura. Forse qualcuno potrà valutare quanto sarebbe
costato di meno un qualunque terremoto, se una percentuale significativa di
costruzioni fosse stata realizzata in
acciaio.
E si parla solo di soldi, senza contare il
costo sociale di quegli eventi.
Dott. Ing. Michele Lanza
Divisione Assistenza Tecnica IIS
IIS News
Comitato Direttivo
Il Comitato Direttivo dell’Istituto, congiuntamente al Collegio dei Revisori dei
Conti, si è riunito a Genova presso la
sede dell’IIS il giorno 25 Febbraio
2010; la riunione è stata condotta dal
Presidente dell’Istituto Dott. Ing. Ferruccio Bressani.
All’Ordine del Giorno la nomina del
nuovo Consigliere, in quota IIS, della
neo costituita Società Partecipata
“TECNOLAB RINA IIS srl” che assumerà anche la carica di Presidente del
Consiglio di Amministrazione.
Al termine della discussione, il Comitato, all’unanimità, ha approvato la
designazione del Dott. Ing. Chiara Servetto quale nuovo membro del Consiglio
di Amministrazione e Presidente del
Consiglio di Amministrazione della
società partecipata.
Il Presidente ed il Segretario Generale
dell’ Istituto, Dott. Ing. Mauro Scasso,
hanno illustrato quindi le motivazioni
che rendono opportuna la partecipazione al Consorzio “Tecnologie Innovative per il Controllo Ambientale e lo Sviluppo Sostenibile” (T.I.C.A.S.S.), per il
quale è previsto nei primi giorni di
Marzo l’atto costitutivo. Il Comitato ha
esaminato le bozze di statuto e dei patti
parasociali. Al termine di una approfondita discussione il Comitato, all’unanimità, ha approvato l’assunzione di una
partecipazione da parte dell’IIS nella
costituenda società consortile a responsabilità limitata con sede in Genova,
sulla base della bozza di statuto presentata, e ha dato mandato al Presidente ed
al Segretario Generale, disgiuntamente
tra loro, per il perfezionamento e la
stipula dell’atto costitutivo della società
medesima.
L’Ing. Scasso, inoltre, ha informato
sugli sviluppi relativi all’acquisizione
della nuova sede dell’Ufficio Regionale
di Taranto. Il Comitato Direttivo ha
preso atto con soddisfazione.
Il Segretario Generale ha presentato
anche la situazione determinatasi nei
confronti di ANCCP Service, per cui
l’approvazione quale laboratorio autorizzato ad effettuare prove secondo UNI
1084, da parte delle Autorità designate,
appare in grave ritardo. Dopo esaustiva
discussione il Comitato Direttivo ha
approvato la proposta del Consiglio di
Amministrazione di ANCCP Service, di
sostenere i costi pro-quota fino alla fine
di Maggio 2010. In tale data, infatti,
dovrebbe risolversi la condizione di
insufficiente esperienza che ha costituito
ostacolo all’approvazione stessa.
L’Ing. Scasso ha riferito infine sui nuovi
e più aggiornati dati sui valori del preconsuntivo di Bilancio presentati in
occasione dello scorsa riunione del
Comitato Direttivo.
Il Comitato ha preso atto.
L’IIS dà il via ai corsi di
qualificazione EWF sull’esecuzione
di trattamenti termici
Si è svolto nel mese di Marzo, presso
l’Ufficio di Legnano dell’IIS e presso la
Sede di AEC Technology di Campagnola
Cremasca (CR), il primo corso di qualificazione tenuto in Italia sull’esecuzione
di trattamenti termici, secondo la Linea
Guida dell’European Welding Federation 628-08.
In particolare, il corso è stato limitato
alla partecipazione di un numero chiuso
di allievi (nove, in particolare) dato lo
svolgimento di dimostrazioni ed esercitazioni pratiche sul trattamento termico
localizzato di giunti testa a testa.
Il programma del corso ha seguito fedelmente i contenuti della suddetta Linea
Guida e si è sviluppato nell’arco di
quattro giornate, le prime due delle
quali, di carattere teorico, presso l’Ufficio IIS di Legnano, le ultime due (di
carattere teorico - pratico) presso la
Sede di AEC Technology.
Le lezioni teoriche sono state tenute dall’Ing. Costa dell’IIS e dal Dott. Fanetti
di AEC Technology, cui vanno i sentiti
ringraziamenti di tutto lo staff di IIS per
la preziosa collaborazione.
IIS News
I contenuti fondamentali sono stati i
seguenti:
1. Elementi di base di metallurgia e di
trattamento termico delle leghe
metalliche e dei giunti saldati
2. Principi dei trattamenti a resistenza
e ad induzione
3. Elementi di termologia
4. A t t re z z a t u re p e r i l t r a t t a m e n t o
termico
5. Influenza del trattamento termico
sulle proprietà del giunto saldato
6. Strumenti di misurazione della temperatura durante il trattamento
7. Esecuzione di trattamenti secondo
EN ISO 17663, altri riferimenti normativi (ASME III, ASME VIII, ASME
B31.1, ASME B31.3, AWS D10.10)
8. Criteri per l’ispezione durante e
dopo il trattamento di giunti saldati
9. Elementi di igiene e sicurezza
10. Manutenzione di sistemi a resistenza
e ad induzione
11. Addestramento pratico
Al termine del corso
s i s ono s volt i g l i
esami finali, di tipo
teor ico - pr a t i c o ,
tenuti dall’Ing.
Fr anco L ez zi ; g l i
es am i s ono st a t i
superati da tutti gli
allievi, che saranno
dunque i primi qualificati in Italia in
questo specifico
settore in accordo
alla suddetta Linea
Guida. L’esperienza
ha riscosso il gradimento dei partecipanti e sarà ripetuta in
altre località, anche grazie all’appoggio
dei partner tecnici dell’IIS e della loro
preziosa collaborazione.
ASPIRMIG
Welding&Safety
Web: www.aspirmig.com E-mail: [email protected]
......la saldatura senza fumo
ASPIRMIG srl
Pubblicazioni IIS
Metallurgia e saldabilità degli acciai bonificati,
a medio ed alto carbonio
Indice
Capitolo 1 METALLURGIA E SALDABILITÀ DEGLI ACCIAI BONIFICATI:
Generalità; Metallurgia; Normativa di riferimento e denominazioni commerciali (normativa di riferimento, designazioni commerciali); Saldabilità
(principi generali di saldabilità, criccabilità a caldo, criccabilità a freddo,
rottura fragile); Procedimenti di saldatura; Materiali d’apporto; Saldature
eterogenee.
Capitolo 2 METALLURGIA E SALDABILITÀ DEGLI ACCIAI A MEDIO ED
ALTO CARBONIO: Generalità; Normativa di riferimento; Saldabilità
(generalità, criccabilità a caldo, criccabilità a freddo); Procedimenti di saldatura; Materiali d’apporto.
Divisione PRN
Maura Rodella
16141 GENOVA
Tel. 010 8341385
Fax 010 8367780
www.iis.it
International Institute of
European
Welding Federation
Notizie
The 2nd South East European IIW
International Congress
Welding - HIGH-TECH Technology in 21st century
Sofia, Bulgaria, October 21st-24th 2010
The 2nd South East European IIW International Congress 2010 will be held during
the period 21-24 October 2010 in the
city of Sofia, Bulgaria.This IIW International Congress is supported by the IIW
Commissions V, XI and XI-E.
Our region is a territory, which will be
crossed by a network of trans-national
pipelines.This is the reason for the IIW to
recommend the three local organizations,
namely the Bulgarian Welding Society, the
Romanian Welding Society and the Society
for Advancement of Welding in Serbia, to
organize this IIW International Congress
in 2010.
Very soon, South East Europe will definitely become a significant market for
welding techniques, technologies, materials and services.
This IIW International Congress aims to bring together people from a wide range of industry, research and academic backgrounds to provide an environment for discussion of modern trends and current advances in the ever-increasing and demanding
field of materials welding and joining in pipelines, attendant pressure equipment and structures, and inspection and testing as
used in the total product life cycle of practically every pipeline improving our quality of life.
The IIW International Congress will particularly focus on the common needs of the South East European Region and will facilitate the sharing and discussion of issues and challenges, and the creation of cooperative plans for future development particularly in the pipeline energy sectors.
IIW-EWF Notizie
Scientific Programme
Plenary session on the topic “PIPELINE WELDING”
Reliability and working capacity of welded joints and structures
• Weldability aspects;
• Materials development (base, consumables, etc.);
• Reliability of welded structures;
• Integrity and defects assessment.
Pipeline Construction and Erection
• Production organization;
• Mechanization, automatization and robotization of the welding and other allied processes;
• Qualification of welding personnel;
• Quality management of welded joints and structures;
• Inspection and Testing.
Workshop session on “Modern technologies on pipeline welding leading to high output performance and quality’’
Business programme
Firm presentations and demonstrations of sectional sessions and workshops.
Exhibition of techniques, apparatus, materials, protective and safety equipment.
Technical visit to Research Institute.
For more information: www.iiwcongress2010.com
Dalle
Associazioni
Assemblea Generale Ordinaria
2010 della Associazione Nazionale
Aziende Saldatura Taglio e Tecniche
Affini - Milano, 17 Marzo 2010
Relazione del Presidente ANASTA,
Giuseppe Maccarini, sull’attività, sulla
gestione e sui programmi dell’Associazio n e e d e i G r uppi P rofe ssi onal i
2009 - 2010
Quella del 2010 è un’analisi quasi
storica della Associazione ANASTA.
Abbiamo terminato un decennio con
importanti evoluzioni della nostra Associazione.
Gli organi sociali e tutte le persone delle
varie generazioni, che hanno partecipato a questa evoluzione, hanno preparato ANASTA ad affrontare l’attuale
situazione economica, finanziaria e di
mercato industriale.
Riteniamo che le Aziende associate ad
ANASTA abbiano la capacità di confrontarsi con tutto il mercato sia in qualità
che in evoluzione. Le circa 100 società
italiane, di cui cinquantadue associate
ad ANASTA, che operano in Italia nel
settore saldatura e taglio dei metalli,
esportano per oltre il 50% del loro fatturato, che è stimato globalmente per
l’anno 2009 in 1.100 milioni di euro. La
produzione delle Aziende operanti in
Italia rappresenta una quota di mercato
europeo di circa il 30%. Con l’economia
mondiale attuale e futura, l’export che
era la forza delle nostre Aziende è diventato la difficoltà economico-finanziaria.
Anche per l’Associazione europea
“EWA - European Welding Association”
l’anno 2009 è stato di definizione degli
obiettivi ed attività. Il nuovo Comitato
Esecutivo ha definito con il nuovo
Statuto i metodi e gli obiettivi.
Importante visibilità si è avuta con la
presenza presso la fiera Mondiale di
ESSEN del Settembre 2009.
Una buona parte delle attività di
ANASTA condiziona ed è condizionata e
coordinata da EWA.
Il rapporto di ANASTA con il mercato
Le prime immagini che le associazioni
hanno visibili sul mercato sono la comunicazione e le Aziende associate.
In entrambi i casi ANASTA si è aggiornata ed ha rifatto il look.
Il cambiamento dell’economia mondiale, dei metodi e dei tempi di posizionamento sul mercato ci impone comunque di continuare l’esperienza di alcuni
decenni per la comunicazione.
Dopo l’esperienza di SALDAT Mostra
Convegno, svolta fino al 2007 con tre
ediz ioni biennali, l’anno sc o rso
abbiamo iniziato una nuova programmazione.
Per il 2010 il progetto di maggior rilievo
è SALDAT Forum, che in questi giorni
sta prendendo consistenza con le adesioni delle Aziende e la collaborazione
dei partner comunicazione, tecnici e
scientifici.
SALDAT Forum è l’appuntamento qualificato per gli operatori del settore e per
tutti coloro che, a vario titolo, sono interessati al mercato di saldatura, taglio e
tecniche affini.
A SALDAT Forum, clienti finali, distributori, integratori e professionisti
possono conoscere in anteprima le tendenze del mercato, acquisire nuovi contatti e trovare soluzioni ed applicazioni
per migliorare la loro attività.
È prevista l’area espositiva con stand
preallestiti ed un programma di presentazioni tecnico-commerciali a cura delle
Aziende, liberamente accessibili a tutti i
partecipanti.
L’accesso alla manifestazione è gratuito
per tutti gli operatori interessati, che
possono accedere liberamente all’area
espositiva, ai convegni e ai relativi
Dalle Associazioni
servizi previsti dagli organizzatori. Il
Convegno di apertura coinvolge esponenti autorevoli interessati al settore.
In autunno prosegue la collaborazione
con UCIMU Sistemi Per Produrre con
cui abbiamo definito un programma di
patrocinio della 27° Edizione della
BI.MU e collaboriamo per l’organizzazione della convegnistica e formazione
di settore.
Garanzia ANASTA
Abbiamo detto della immagine delle
Aziende associate ad ANASTA. La consistenza e l’importanza era già nota e
sentita sia sul mercato nazionale che
mondiale.
L’anno scorso abbiamo sottoposto alla
v o st r a a p p ro v a z io ne i l proge t t o:
“Garanzia di leale concorrenza e corretto posizionamento sul mercato”, che
nell’anno 2009 è diventato una realtà,
concludendo nel 2010 la 2ª fase, che
prevede l’analisi documentale e di
approccio al processo di applicazione.
L’incarico dell’audit presso le Aziende è
stato affidato per gli apparecchi ossigas,
le saldatrici ed i consumabili all’Istituto
Italiano della Saldatura.
Lo slogan da loro utilizzato recentemente credo si addica molto bene al
nostro progetto, con la conferma che
ANASTA e Istituto Italiano della Saldatura rappresentano, ognuno per i propri
scopi ed obiettivi, la saldatura ed il
taglio sul mercato nazionale.
ANASTA utilizzeranno “concretamente”
il logo:
Il mercato saldatura e taglio dei metalli
La saldatura e taglio da noi rappresentata si riferisce ai metalli, quindi il confronto con i consumi dell’acciaio ci dà
un riferimento importante.
La siderurgia nazionale segnala che i
dati della filiera siderurgica, generati
dall’incontro tra domanda e offerta
reali, appaiono coerenti con l’effettivo
stato congiunturale, diversamente dagli
indici azionari. La quantità di acciaio
prodotta in Italia nel 2009 è -36%, con
leggero recupero nel 2010.
Eurofer, Associazione europea dei produttori di acciaio, diffonde con una
newsletter trimestrale il consuntivo ed il
previsionale consumo di acciaio per
settore sul mercato europeo.
In quella del Gennaio 2010 emerge che
il consumo totale nel 2011 sarà inferiore
a quello del 2005.
Guardando a breve, già il 2008 aveva
registrato un calo del -2%, il 2009 del
-20%, l a previs ione 2010 e 2011 è
rispettivamente di +0.6 e + 3.7%.
I delegati delle Aziende associate ad
ANASTA, che partecipano alle rilevazioni di mercato nazionale trimestralmente, analizzano il trend dei prossimi
tre-sei mesi con luci ed ombre. Per i prodotti di consumo in quantità il 30%
prevede una crescita, il 20% un calo e il
50% stabile.
In questi ultimi anni diventa impossibile
analizzare il mercato totale della salda-
tura e taglio, in quanto sono molto
diversificate la domanda e l’offerta per
le varie parti di catalogo che vanno dal
consumabile alla macchina per l’hobbista, al robot.
Siamo certi che le stesse Aziende stanno
organizzando la propria capacità di
confrontarsi con tutto il mercato sia in
qualità sia in evoluzione.
1° Gruppo Professionale - Apparecchi
per la s aldatu r a e taglio os si g a s
manuale
Il settore ha registrato un calo di fatturato 2009 rispetto all’anno precedente
del -32.13%.
Il risultato conferma e peggiora leggermente il trend già fortemente negativo
del primo semestre: -29.8% su primo
semestre anno precedente. La ripartizione per tipologia di prodotto non
mostra sostanziali variazioni nel mix.
Il drastico calo dei fatturati e dei volumi
di quest’ultimo anno ha confermato e
peggiorato il trend registrato a partire
dagli ultimi mesi del 2008. Tale trend è
da imputarsi soprattutto ad un calo congiunturale del mercato industriale di
sbocco e non ad un calo strutturale
legato a questa tipologia di prodotti.
Da segnalare che tra le Aziende rappres entate nel 1° G r uppo, em erg e u n
segnale di ripresa, seppur lenta, e stabilità del mercato.
2° Gruppo Professionale - Materiale
arco e resistenza
L’andamento di mercato del 2° Gruppo
Professionale nel 2009 ha seguito la sfavorevole congiuntura economica che si
era già incominciata a manifestare negli
ultimi mesi del 2008 e purtroppo la fles-
Estremo Garantito
La competenza è una conquista
Per l’automazione della saldatura e del
taglio è stato approvato dal Comitato di
Presidenza il passaggio alla 2ª fase, affidando l’audit documentale della applicazione della Nuova Direttiva Macchine
ad un Ente Esterno specializzato.
Il risultato: le Aziende associate ad
Fonte Eurofer - The EU Steel Market - Consumo di acciaio per settori 2008-2011
Dalle Associazioni
diversificato nelle percentuali che
vedono un s egno pos itivo p e r g l i
impianti automatici non robotizzati a
fronte di un andamento negativo sia nel
primo sia nel secondo semestre degli
impianti robotizzati sia a numero sia a
valore.
In particolare, il mercato ha segnato un
andamento sensibilmente negativo nella
seconda metà del secondo semestre.
Questo trend si è poi accentuato in modo
particolarmente negativo anche per
tutto il 2009 portando ad una perdita
globale per l’anno del 44.9%.
Questo trend è riscontrato in maniera
ancora più drastica sul mercato della
robotica sia italiano (-48.9% SIRIUCIMU) sia mondiale (-53% preliminare IFR-JARA).
La sensazione è che questa situazione si
prolungherà anche nei prossimi mesi.
sione di mercato è stata del 39.7%
rispetto all’anno precedente.
Il valore delle esportazioni di macchine
ed accessori per saldatura, prodotte in
Italia, ha evidenziato un decremento
superiore al 45% in fatturato rispetto al
2008. Questo è un dato significativo per
il comparto considerando che l’export
delle Aziende italiane, relativamente
agli impianti ed agli accessori di saldatura, è stimato da ANASTA nel 2009
superiore ai 137 milioni di Euro.
Per quanto riguarda le iniziative a tutela
del mercato, il 2° Gruppo, in accordo e
sinergia con EWA (European Welding
Association), continua nella sua opera
di formazione ed informazione volta alla
tutela sia degli utilizzatori sia dei
costruttori che rispettano le normative e
immettono sul mercato prodotti che
garantiscono sia la sicurezza sia il
valore dell’acquisto.
3° Gruppo Professionale - Prodotti di
consumo
La grave crisi in atto ha avuto pesanti
rip e rc u s s io n i p er i l se t t ore de l 3°
Gruppo Professionale che ha chiuso il
2009 con meno 29.79% in quantità
venduta e meno 32.24% in valore. Non
tutte le tipologie di prodotto hanno
avuto lo stesso andamento.
I più penalizzati sono stati i fili MIGMAG proprio perché il loro consumo è
legato all’azienda manifatturiera, la più
colpita in questo periodo. Gli elettrodi
hanno avuto un calo inferiore perché
orientati al mercato hobbistico, alla
manutenzione e ad impieghi specifici.
Così come i fili animati utilizzati perlopiù nella cantieristica e nella caldareria. Diminuzioni importanti hanno
subito i fili per arco sommerso, i flussi e
le bacchette TIG, il cui consumo è marginale all’interno del nostro mercato.
Dopo la pesante caduta della domanda
nella prima parte dell’anno si è registrata una fase di sostanziale stagnazione per tutto l’anno.
Questa fase di debolezza è destinata a
proseguire anche nel 2010 a causa della
scarsa domanda nel mercato interno e la
stagnazione in quello estero.
4° Gruppo Professionale - Automazione di saldatura
Il mercato del 2008 ha evidenziato un
andamento globale negativo se pur
5° Gruppo Professionale - Automazione di taglio
Il 5° Gruppo si è confermato durante il
2009 secondo gruppo in ordine di fatturato all’interno dell’Associazione.
Questo nonostante la decisa flessione
subita dal volume di affari nel suo complesso, pari a un meno 55%.
Tra tutti i Gruppi, infatti, il quinto è
quello che ha evidenziato il rallentamento più consistente e che ha subito
maggiormente gli effetti negativi della
crisi economica che ha condizionato il
2009.
Gli impianti da taglio automatico dal
costo mediamente elevato si sono visti
mancare gli strategici e vitali investimenti da parte dei clienti finali che
hanno avuto più difficoltà ad accedere
al credito o che hanno co mu n q u e
sospeso o posticipato qualunque investimento in attesa del ritorno degli ordinativi.
Non solo gli investimenti sono venuti a
mancare con una conseguente riduzione
di ordini per impianti nuovi, ma anche le
spese per manutenzione e ricambistica
hanno segnato un profondo segno meno.
Questo evidenzia chiaramente in quale
difficoltà hanno versato i clienti del
settore a causa di una vera e propria
mancanza di lavoro che li ha costretti a
tenere spesso gli impianti inutilizzati. Ad
inizio 2010 sembrano vedersi piccoli
segni di cambiamento.
Giuseppe Maccarini
(Presidente ANASTA)
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,
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Dalle
Aziende
Le migliori prestazioni per i robot di
saldatura
ABB ed ESAB hanno cooperato per sviluppare i robot di saldatura con le prestazioni più elevate, studiati per operare
“plug-and-play” in mezza giornata.
Combinando il meglio dell’esperienza di
entrambe le aziende in saldatura e in
automazione, i due partner offrono un
package composto da un robot avanzato
e versatile della serie ABB IRB1600,
IRB1600ID o IRB2400L con il sistema
saldante integrato ESAB Aristo™W82.
I robot sono disponibili direttamente
dall’organizzazione ABB e sono ideali
per la saldatura di acciaio al carbonio,
acciaio inox e alluminio.
Il robot package ESAB Aristo™W8 2 è
adatto anche per operazioni di retrofit
su stazioni di saldatura robotizzate esi-
stenti, che possono così essere rivitalizzate per una migliore efficienza e produttività. Oltre al sistema saldante
basato sulle più avanzate tecnologie
digitali, ESAB è in grado di offrire una
vasta gamma di materiali d’apporto,
nelle confezioni più adatte ai processi
automatizzati.
Composizione del sistema saldante
• Generatori a inverter Aristo™3000i
e 5000i
• Interfaccia integrata Aristo™W82
• Traina-filo Robofeed 3004wELP
• Cavi di collegamento
• Torcia, a scelta del cliente
• Fusto MarathonPac™ con filo per
saldatura robotizzata
Generatori a inverter Aristo™3000i e
5000i
Studiati appositamente per la saldatura
robotizzata nell’industria manifatturiera, rappresentano la generazione più
avanzata di generatori digitali, in grado
di erogare fino a 500 A / 39 V con ciclo
di lavoro del 60%.
Interfaccia integrata Aristo™W82
Viene inserita all’interno del sistema di
controllo del robot ABB IRC5, con il
grande vantaggio che sia il robot che il
sistema saldante vengono controllati da
un’unica console. In questo modo l’interfaccia W8 2 controlla il generatore
con l’accesso alla vasta libreria di linee
sinergiche sviluppate da ESAB e ABB
per la saldatura di lamiere sottili. Sono
comprese funzioni intelligenti ESAB per
il controllo del processo, come Qset™,
SuperPulse™ e Weldpoint™.
Traina-filo Robofeed 3004wELP
Il traina-filo a 4 rulli, montato sul robot,
dispone di tutte le funzioni utili per la
saldatura robotizzata, quali avanzamento manuale con inversione, spurgo
gas, sensore gas, anti-collisione e controllo attraverso il sistema ABB IRC5.
La funzione ESAB TrueArc-Voltage™
monitorizza costantemente e controlla la
lunghezza dell’arco. Attraverso finestre
trasparenti l’operatore può ispezionare
visivamente il meccanismo di avanzamento del filo senza necessità di aprire i
pannelli. Grazie ai connettori ad aggancio rapido l’intero traina-filo può essere
smontato dal robot e rimontato veloce-
Dalle Aziende
mente. Robofeed 3004wELP dispone
della funzione ELP (ESAB Logic Pump)
che aziona automaticamente la circolazione del liquido di raffreddamento
quando viene utilizzata una torcia raffreddata ad acqua.
Cavi di collegamento
I cavi di collegamento tra generatore
e traina-filo sono disponibili in lunghezze da 7.5 m e 10 m per i robot ABB
IRB1600, IRB1600ID e IRB2400L. Altre
lunghezze sono disponibili a richiesta.
MarathonPac™
La se r ie d i fu s ti M arat honP ac ™ è
disponibile in tre dimensioni (100 kg,
250 kg, 475 kg) per una vasta gamma di
tipi di fili, compresi quelli sviluppati
appositamente per la saldatura robotizzata, come AristoRod™, acciai inox
Matt Stainless e filo animato OK Tubrod
14.11 da 1.2 mm, che fanno tutti parte
del robot package Aristo™W82.
ESAB Saldatura SpA
Via Mattei, 24 - 20010 Mesero (MI)
Tel. 02 979681 - Fax 02 97289300
www.esab.it
Riflettori su SALDAT Forum
Cresce l’attesa per l’imminente SALDAT
Forum 2010. L’evento organizzato da
ANASTA, in programma il 22 Giugno
2010 al Centro Congressi Quark Hotel
di Milano, si rivolge agli operatori del
mercato di saldatura, taglio e tecniche
affini come unico punto di riferimento
del settore.
Nessun settore è stato risparmiato dalla
crisi. Tra quelli che hanno già svoltato
c’è l’industria alimentare, peraltro
reduce da una contrazione nell’ordine
del 3%, e ben pochi altri che mostrano
lievi segnali di miglioramento, comunque tutti da confermare. Non fa eccezione il settore della saldatura e taglio,
che esce da un 2009 carico di difficoltà,
c o me c o n fe r m a il P re si de nt e di
ANASTA, Giuseppe Maccarini. “L’analisi dell’anno 2009 e delle prospettive
future è piuttosto facile, perché coincide
con le analisi degli altri settori, a livello
sia nazionale sia mondiale. Inoltre, i
primi due mesi del 2010 hanno visto una
continuazione del trend dell’ultimo
periodo del 2009. Chiuso il 2009 in
Italia con un PIL in calo del 4.9%, le
previsioni per l’anno in corso sono di un
recupero inferiore all’1%. Le esportazioni si sono ridotte del 20.7% rispetto
al 2008, la peggiore contrazione degli
ultimi decenni. Si sta già registrando
un’inversione di tendenza con i primi
segni di ripresa dell’export, ma per
recuperare le perdite accumulate sarà
necessario ancora parecchio tempo.
Nella congiuntura economica mondiale
attuale e futura, l’export si è trasformato
da punto di forza delle nostre aziende a
fonte primaria di sofferenza economicofinanziaria”, sottolinea Maccarini. “Le
circa 100 società italiane che operano in
Italia nel settore Saldatura e Taglio dei
metalli, di cui 52 sono associate ad
ANASTA, esportano infatti oltre il 50%
del loro fatturato, che è stimato globalmente per l’anno 2009 in 1.100 milioni
di euro. La produzione delle aziende italiane rappresenta una quota del mercato
europeo attorno al 30%. Oggi prevale
una grande incertezza sulle prospettive
future del mercato italiano, con un sentimento ancora negativo per quanto
attiene ai consumi, ai prezzi e alle redditività attese. Riteniamo tuttavia che le
aziende associate ad ANASTA abbiano
la capacità di confrontarsi con tutto il
mercato sia in qualità sia in evoluzione”.
Un appuntamento, tanti motivi per
esserci
In vista dell’ormai imminente appuntamento con SALDAT Forum 2010, previsto per il prossimo 22 Giugno, abbiamo
chiesto a Giuseppe Maccarini di illustrarci meglio il “concept” dell’evento e
l’offerta per espositori e visitatori.
“ANASTA è soddisfatta per essere riuscita ancora una volta a valorizzare la
forza di grande rappresentatività del
settore”, sottolinea Maccarini, che
propone alle aziende e agli operatori del
settore dieci motivi per non perdere
l’appuntamento. “SALDAT Forum 2010
è l’unico Forum italiano organizzato e
presentato dai produttori del settore Saldatura e Taglio. L’evento offre un eccellente rapporto costo/contatto per unità
di tempo, unitamente al supporto di
media partner e sponsor tecnici come
l’Istituto Italiano della Saldatura”. “In
virtù dei costanti rapporti con
ANASTA”, ha dichiarato a tal proposito
il Segretario Generale dell’Istituto Italiano della Saldatur a, Ing. Ma u ro
Scasso, “non abbiamo avuto dubbi nel
supportare la realizzazione di SALDAT
Forum 2010. In particolare, riteniamo
vincente la nuova formula della manifestazione. L’Istituto, quale Ente che da
oltre 60 anni è in prima linea nel mondo
delle costruzioni saldate, ritiene fondamentali tali appuntamenti, svolti sotto
l’egida di istituzioni che garantiscono e
tutelano, anche con certificazioni riconosciute a livello internazionale, tutti
coloro che operano in saldatura, salvaguardando la competenza tecnica necessaria per approcciare in modo concreto
le problematiche industriali del settore
metalmeccanico”.
Il Forum si concentra in un’unica giornata, con un investimento contenuto per
le aziende che hanno accesso a un pacchetto completo di area espositiva con
stand preallestiti, seminari, strumenti
promozionali e comunicazione. “In
occasione di SALDAT Forum 2010
saranno organizzati numerosi seminari
che permetteranno alle aziende produttrici operanti in Italia di confrontarsi e
di proporre le proprie soluzioni a un
pubblico mirato”, spiega Maccarini.
“Verranno coinvolti nell’attività di promozione e comunicazione gli oltre 5000
visitatori delle tre edizioni di SALDAT
Mostra Convegno, l’evento targato
ANASTA che si svolgeva a Verona, e i
lettori delle riviste partner, con particolare attenzione alla distribuzione,
all’utenza finale e ai tecnici specializzati”.
Non mancheranno infine le opportunità
di networking e contatti fra gli operatori
presenti, grazie a un’organizzazione
degli spazi che permetterà a tutti di
ritrovarsi in un clima conviviale durante
le pause caffè e il lunch buffet.
La Garanzia ANASTA
Nel 2009 ANASTA ha sottoposto all’approvazione delle aziende associate il
progetto “Garanzia di leale concorrenza e corretto posizionamento sul
mercato”, diventato una realtà con
l’adesione di tutte le aziende associate
alla prima fase, che prevede l’autodichiarazione dei requisiti di conformità
alle Norme e Direttive. Il Consiglio
Direttivo ha ora approvato la seconda
fase, che prevede l’analisi documentale
e di approccio al processo di applica-
Dalle Aziende
zione. L’incarico dell’audit presso le
aziende è stato affidato per il 1°, 2° e 3°
gruppo professionale all’Istituto Italiano della Saldatura. “Lo slogan “La
competenza è una conquista!” utilizzato
dall’IIS si addice molto bene al nostro
progetto”, ha commentato il Presidente
di ANASTA, Giuseppe Maccarini, “a
conferma del fatto che ANASTA e IIS
rappresentano, ognuno per i propri
scopi e obiettivi, la saldatura e il taglio
sul mercato nazionale”. Per il 4° e 5°
gruppo (automazione della saldatura e
del taglio) è stato approvato dal Comitato di Presidenza il passaggio alla
seconda fase, affidando l’audit documentale dell’applicazione della Nuova
Direttiva Macchine a un ente esterno
specializzato. “Il risultato è che le
aziende associate ad ANASTA utilizzeranno concretamente il logo della
garanzia entro il 2010” conclude Maccarini.
Segreteria SALDAT Forum c/o ANASTA
Via G. Tarra, 5 - 20125 Milano
Tel. 02 66710408 - Fax 02 67070756
www.saldat.it
AUTOMATICA 2010: con la
sensoristica moderna, funzionalità
avanzate in spazi compatti
I sensori svolgono un ruolo sempre più
importante nella costruzione di macchine e impianti. L’obiettivo su cui si
concentrano i fornitori di sensori è
migliorare la gestione e l’interazione
con questi “piccoli informatori”. Le
aziende sono impegnate a semplificare
l’integrazione dei sensori negli impianti,
a spingerne la miniaturizzazione e ad
ampliarne le funzionalità. Le soluzioni
più avanzate saranno in vetrina ad
AUTOMATICA 2010, Salone Internazionale dell’Automazione e della Meccatronica, in programma dall’8 al 10 Giugno
2010 nel Centro Fieristico di Monaco di
Baviera.
Nelle macchine e negli impianti, meccanica, elettronica, sistemi di regolazione
e informatica vanno da tempo a braccetto; da qui la coniazione del termine
“meccatronica”. Oggi esiste una moltitudine di soluzioni meccatroniche, nelle
quali componenti relativamente piccoli
svolgono un ruolo importante: i sensori.
Le informazioni fornite dai sensori con-
sentono l’adeguamento dei processi e
garantiscono la sicurezza dell’uomo e
della macchina. Inoltre, ad essi viene
affidata sempre più spesso la responsabilità di assicurare la qualità perfetta
dei prodotti.
La sensoristica si trova in una fase di
grande crescita. La domanda cresce e,
con essa, i volumi di produzione, cosicché i costi di produzione si abbassano e i
nuovi sviluppi tecnologici spingono ulteriormente la domanda. Un circolo virtuoso ben noto nel mondo dell’elettronica di consumo.
Anche l’evoluzione dei sensori ricorda i
prodotti tecnologici che utilizziamo
nella nostra vita quotidiana: diventano
sempre più piccoli (nonostante funzionalità sempre più ampie) e sempre più
facili da usare. Inoltre, esistono già
soluzioni specifiche per impieghi particolari, come ad esempio sensori particolarmente resistenti in grado di sopport a re i m e t o d i d i p u l i z i a a g g re s s i v i
utilizzati nell’industria alimentare.
Sviluppi: manipolazione più semplice e
standardizzazione
Senza eccezioni, tutti i principali produttori di sensori stanno lavorando per
semplificare la gestione dei loro prodotti, che devono poter essere installati,
configurati, parametrizzati e diagnosticati in maniera più semplice. Per questo
motivo molte aziende si sono riunite in
un c on s or z io che ha s viluppato un
sistema di comunicazione standardizzato allo scopo di consentire il collegamento semplice di sensori e attuatori
intelligenti a un sistema di automazione.
Il risultato si chiama “IO-Link” e sta
sorprendendo il settore, che all’unanimità lo considera la novità più interessante del momento.
Si arricchisce l’offerta espositiva di
AUTOMATICA 2010
L’edizione 2010 di AUTOMATICA sarà
più ricca delle precedenti per quanto
riguarda l’offerta di automazione elettrica. In particolare, sarà presente un
maggior numero di aziende espositrici
nel comparto della sensoristica. Questo
settore verrà presentato per la prima
volta insieme alla visione industriale nel
padiglione B2 e sarà uno dei punti focali
del salone. Quest’anno Sick AG partecipa per la prima volta come espositore.
Per Roland Noz, Amministratore Delegato di Sick Vertriebs-GmbH, si tratta di
un evento particolarmente importante:
“ Cons ider iam o AU TOMATI C A u n
appuntamento internazionale fondamentale per i produttori e gli utilizzatori di
tecnologie di assemblaggio, movimentazione, robotica e visione industriale, una
vetrina nella quale sono presenti tutte le
tecnologie correlate a questi settori. Per
questo motivo è un’eccellente piattaforma per i nostri mercati di riferimento,
ad esempio l’industria automobilistica.
Nel campo dei sensori la nostra azienda
ha la gamma più completa, della quale
presenteremo in fiera una parte significativa.” In primo piano non ci sono però
i singoli prodotti, quanto piuttosto le
soluzioni complete e i servizi di consulenza. Infatti, con la rapida e continua
evoluzione della sensoristica, per l’utilizzatore diventa difficile tenere il passo.
Tecnologie che crescono insieme:
sensori e sistemi di visione
Il progresso è particolarmente evidente
nei sensori di visione: non solo diventano sempre più piccoli, ma soprattutto
incrementano le loro funzionalità. Con
continui miglioramenti in termini di
risoluzione, velocità e portata e l’integrazione di “intelligenza” al proprio
interno, i sensori stanno entrando in
settori che per molti anni sono stati
dominio incontrastato dei sistemi di
visione più complessi. In questi ambiti
offrono vantaggi come costi nettamente
inferiori, dimensioni più compatte e configurazione più semplice via rete.
Per integratori e utenti finali si tratta
di argomenti molto convincenti, ma i
destinatari guardano con attenzione
anche ai dettagli, ad esempio le modalità di fissaggio dei componenti. Ad
esempio, nei suoi sensori ottici a forcella, Sensopart ha introdotto da tre
anni il fissaggio mediante staffa a coda
di rondine e boccola filettata sulla parte
posteriore. Rispetto ai comuni fori di fissaggio, che spesso costringevano gli uti-
Dalle Aziende
lizzatori a lavori di carpenteria, questa
soluzione è particolarmente flessibile e
riduce notevolmente i tempi. Visto il
grande successo, Sensopart ha esteso
questo sistema di montaggio ad altri
prodotti.
Le possibilità di impiego dei sensori
diventano quindi sempre più ampie e
diversificate. AUTOMATICA offre agli
operatori del settore una panoramica
completa del mercato e delle nuove
applicazioni, oltre a spazi e momenti di
confronto fra produttori e utilizzatori
alla ricerca di soluzioni per tutti i settori
produttivi.
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Sistema di taglio plasma di alta
precisione Ultra-Cut 100. Il sistema
di alta precisione per taglio fino a
20 mm con il migliore rapporto
qualità prezzo sul mercato
L’ Ultra-Cut 100 di Thermal Dynamics è
un sistema di taglio plasma di alta precisione capace di effettuare un taglio di
estrema qualità su ferro, acciaio inossidabile ed alluminio.
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raffreddata a liquido e controllo gas
automatico facilmente integrabile nella
maggior parte dei controlli CNC.
È stato progettato per realizzare tagli di
alta qualità fino a 15 mm ma è normal-
mente utilizzato per tagli fino a 20 mm.
La massima capacità di taglio raggiunge i 30 mm.
L’Ultra-Cut 100 è ideale per applicazioni che richiedono eccellente qualità
di taglio con costi di produzione contenuti. La tecnologia Xtremelife ® permette di aumentare la durata dei consumabili durante il taglio di ferro con
ossigeno. Il processo di Water Mist
Secondary (WMS ®) permette ulteriore
risparmio di costi quando si tagliano
materiali non ferrosi. In questo caso
viene utilizzato azoto e della normale
acqua per ottenere incredibili risultati di
produttività, con velocità di taglio fino a
tre volte maggiori di altri processi, riducendo drasticamente i costi grazie
all’utilizzo di acqua al posto di costose
miscele di gas.
Questo generatore è ideale per tagli
inclinati e per le applicazioni robotiche
e può utilizzare la torcia speciale XTR
che può essere impiegata su una vasta
gamma di robots di diversi fornitori. I
consumabili studiati appositamente
offrono qualità elevata su tagli inclinati
ed eccellente visibilità per un posizionamento preciso durante le operazioni di
programmazione.
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ALUMINIUM 2010 :
8° Salone Mondiale & Congresso
L’ottava edizione del Salone Mondiale
A LUMINIU M 2010 s i s volger à ad
Essen, Germania, dal 14 al 16 Settembre
2010.
Affidabile, versatile e duraturo l’alluminio è entrato, world-wide, a far parte di
tutte le sfere della nostra vita. La crescita nella domanda di questo materiale
si riflette ugualmente nello sviluppo del
Sal one Mondiale AL U MINIU M: il
bilancio dell’ultima edizione, nel 2008,
è stato, infatti, veramente eccezionale,
anche per organizzatori di Saloni internazionali abituati al successo, quali
Reed Exhibitions.
Con un aumento del 27% del numero
degli Espositori, un incremento della
Superficie Espositiva di oltre il 15% ed
un aumento del numero di Visitatori
Professionali del 10%, la settima edizione di ALUMINIUM ha registrato una
crescita a due cifre in tutte le direzioni.
ALUMINIUM, oltre ad essere l’appuntamento irrinunciabile a livello mondiale per gli operatori di questo settore,
si presenta alle migliaia di Operatori
professionali con un interessante layout espositivo che si può, sin d’ora,
vedere nel sito internet
(http://www.aluminium-messe.com).
Una panoramica compatta del settore e
tre intense giornate fieristiche permetteranno, inoltre, di scoprire tutte le innovazioni in termini di Prodotto, Tecnolog i e e P ro c e s s i p ro d u t t i v i a l i v e l l o
mondiale.
Parlando di innovazione, l’“European
Aluminium Award Industrial Design and
Engineering” sarà un importante riconoscimento molto atteso, da parte
delle Aziende e dei Media: un ulteriore
elemento che completa il “carisma
didattico” di questa manifestazione
mondiale per il settore alluminio. L’EAA
focalizza la propria attenzione sugli utilizzi efficienti e futuristici del materiale
alluminio. Sei premi saranno attribuiti
in due diverse categorie: il segmento
“Industrial Products” con riferimento ai
settori applicativi Automotive & Trans por t, Building & Cons tr uct i o n s,
Mechanical Engineering & Electronics
e Production Techniques. Saranno premiati componenti in alluminio con una
vera valenza sul risultato del prodotto
finale. Nella categoria “Consumer
Products” la giuria premierà, invece,
prodotti finiti nei segmenti Design ed
Innovation. Con il premio “Young designers” giovani talenti riceveranno due
speciali menzioni per idee particolarmente creative e per nuove soluzioni.
Degno di nota sarà anche il Premio
“Overall Jury Award” che verrà consegnato al miglior contributo in termini di
r appor to d’efficienz a tr a Imp a t t o
Ambientale e Risparmio Energetico.
Tutti i progetti che hanno ricevuto la
nomination saranno esposti dal 14 al 16
Settem bre ad AL U MINIU M 20 1 0 Essen, Germania - e la premiazione si
svolgerà proprio il primo giorno della
manifestazione, il 14 Settembre durante
la festa di “Aluminium Night”.
Le società e le persone interessate a partecipare si potranno iscrivere entro e
non oltre il 1° Luglio 2010. Formulari e
Dalle Aziende
Regolamento si trovano facilmente su
www.aluminium-award.eu.
Da non dimenticare è, inoltre, la grande
sinergia del Salone ALUMINIUM con
COMPOSITES EUROPE, manifestazione che si svolge in contemporanea,
particolarmente interessante per numerosi gruppi di Visitatori che utilizzano
nel proprio processo produttivo sia l’alluminio che i materiali compositi.
PROMOEVENTS
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Supporto per bilanciatore
Nuovo sistema
di bloccaggio
pneumatico
Distanziale regolabile
Spazzola di
centraggio
(optional a
richiesta)
Nuovo sistema
di alette di
bloccaggio “NC”
La nuova fresatubi BRB 4
ridefinisce gli standard di settore
Grazie alla coppia ottimale dei suoi
motori e al giusto bilanciamento dei
pesi, la serie di smussatrici BRB 4 realizzata da Orbitalum Tools, garantisce
la massima precisione nella preparazione di giunti a saldare. Particolarmente indicata per impieghi in caldaia e
in condizioni di spazio ridotto.
Specialmente in piastra tubiera e su tubi
alettati si richiede rapidità nel passaggio da un tubo all’altro. La nuova BRB 4
pneumatica/automatica si centra automaticamente sul tubo e viene mantenuta
in posizione grazie a un sistema di serraggio pneumatico. BRB 4 pneumatica/
automatica è la soluzione ideale per
lavorazioni in serie su piastre tubiere o
scambiatori di calore.
Nuovo sistema di serraggio “NC” (New
Clamping)
Da oggi saranno disponibili due diversi
sistemi di serraggio: “standard” o
“NC”. Il nuovo sistema “NC” prevede il
posizionamento delle alette nelle sedi
dell’albero guida esterno e sulla scanalatura dell’albero interno di espansione.
Questo sistema aumenta la stabilità della
smussatrice e impedisce la caduta di
corpi estranei all’interno dei tubi in
lavorazione. Particolarmente indicato e
sicuro per applicazioni verticali. Il
sistema di serraggio “standard”, apprezzato da anni per facilità di assemblaggio
con le molle, è sempre disponibile.
La selezione delle alette è semplice e
modulare in funzione del diametro
interno del tubo. In base al campo di
applicazione sono disponibili 5 diversi
kit macchina, ciascuno nella versione
automatica, pneumatica ed elettrica.
I diversi kit macchina permettono la
lavorazione di tubi con diametro interno
tra 19.1 mm e 110.8 mm e diametro
esterno massimo di 114.3 mm.
BRB 4 è adatta agli spessori dei tubi a
schedula.
Il regime dei motori elettrici e gli ingranaggi sono stati ottimizzati al meglio per
supportare anche le condizioni di smussatura più impegnative. L’alimentazione
è possibile con due livelli di tensione:
110 V, 50/60 Hz e 230 V, 50/60 Hz.
I nuovi puntali con spazzole in ottone
evitano la caduta accidentale di trucioli
e altri corpi estranei all’interno del
tubo. Questo tipo di puntali risulta particolarmente utile nelle applicazioni verticali. Le spazzole si fissano in modo
rapido e semplice sulla testa del dado di
riscontro delle nuove BRB 4. Tutte le
spazzole si possono fissare su entrambe
le versioni (standard/NC).
Sistema rapido di serraggio placchetta
QTC® (Quick Tool Change)
Il sistema brevettato da Orbitalum
Tools, Quick Tool Change abbreviato in
QTC®, permette la sostituzione rapida e
semplice della placchetta senza perdere
la posizione dell’utensile; la placchetta
multifunzionale integrata è dotata di 2 o
4 taglienti con rivestimento TiN resistente all’usura. La combinazione delle
due soluzioni QTC ® + Placchetta permette di lavorare in modo rapido, economico e con un elevato livello di precisione i lembi di tubi in acciaio non
legato, al carbonio, inox e con elevata
percentuale di cromo-nichel.
La smussatrice BRB 4 è economica,
molto precisa e consente di ridurre non
solo i costi di manutenzione, ma anche
quelli di produzione.
La fresatubi BRB 4 trova impiego nella
costruzione di scambiatori di calore,
caldareria e sistemi di tubi.
In sintesi le caratteristiche della BRB 4
sono:
• Lavorazione rapida e ripetitiva con
BRB 4 automatica con bloccaggio
pneumatico.
• Possibilità di conversione dei precedenti modelli BRB 4 alla versione
pneumatica/automatica o al nuovo
sistema di serraggio “NC”.
• Maneggevole e compatta per una
preparazione precisa e riproducibile
dei giunti a saldare.
• Massime prestazioni con peso ottimale.
• Sistema di fissaggio QTC rapido e di
facile regolazione.
• P l a c c h e t t a re v e r s i b i l e a 2 o 4
taglienti con rivestimento TiN.
• Lavorazione rapida e semplice per
applicazioni nella costruzione di
scambiatori di calore e caldareria.
Dalle Aziende
• Possibilità di impiego simultaneo di 3
utensili.
• Sostituzione placchette semplificata.
• Placchette adattabili a tutte le macchine BRB.
• Ridotta rumorosità.
• Design del corpo macchina ottimizzato.
• Grande convenienza grazie ai costi di
produzione ridotti e alla durata degli
utensili.
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Terza edizione di Motorsport
ExpoTech: meno costi per gli
Espositori, più opportunità di
business con l’Italia e con l’estero
È partita la campagna di promozione e
organizzazione della terza edizione di
Motorsport ExpoTech: la mostra convegno torna a ModenaFiere il 13 e 14
Ottobre e sono già numerose le conferme per l’edizione 2010, con un forte
interesse da parte dei partner stranieri,
entusiastiche testimonianze dai principali soggetti internazionali e la voglia di
ripartire in pole position dopo la parentesi critica del settore di questi mesi.
La manifestazione anche quest’anno
avrà il sostegno della Camera di Commercio di Modena che, nella consapevolezza delle difficoltà del settore, ha deliberato un sostegno economico per le
aziende espositrici che consentirà di
ridurre le tariffe degli spazi rispetto ai
c o st i d e l 2 0 0 9 . I n q ue st o modo l e
aziende riusciranno a ridurre i costi pur
mantenendo visite di numerosi operatori
stranieri.
Già rinnovate la collaborazione con il
promotore culturale Assomotoracing -
Associazione culturale, storica e tecnica
del motorismo da competizione - e la
partnership con Motorsport Industry
Association - The MIA, l’associazione
che raggruppa i maggiori professionisti
del motorsport inglese - che nella scorsa
edizione della mostra convegno modenese ha reso possibile la notevole presenza, dall’estero, di espositori e visitatori. A Motorsport ExpoTech 2009 sono
state infatti numerose le delegazioni provenienti da tutto il mondo: da Francia,
Svezia, Spagna, Corea, Germania e
Austria, e perfino da Dubai e dalla
Russia, delegazioni che confermano già
la loro presenza anche all’edizione
2010. Nel corso del terzo appuntamento
dedicato al motorismo sportivo si potrà
poi di nuovo usufruire dell’International
Business Lunge, un’area interamente
dedicata agli incontri “b2b” e riservata
ai soli espositori e ai buyer accreditati.
ModenaFiere ha inoltre confermato le
importanti collaborazioni con la
Facoltà di Ingegneria dell’Università di
Modena e Reggio Emilia, la principale
nel comparto motoristico, e DemoCenter-Sipe, Centro di Innovazione e Trasferimento Tecnologico. In programma
quindi dinuovo una serie di convegni
altamente specializzati, il cui calendario
è ancora in via di definizione.
L’ultima edizione della mostra convegno
ha coinciso con un momento caratterizzato dalla difficile congiuntura economica mondiale, ma è comunque riuscita
a trasmettere ai visitatori ottimismo e
qualche segnale di ripresa. I numeri
complessivi di Motorsport ExpoTech
2009 (oltre 7000 visitatori, con un 10%
di presenze in più rispetto al 2008), confermano la centralità di questa rassegna
e la sua rilevanza internazionale. Riunire
a Modena le maggiori aziende italiane e
straniere coinvolte nel settore rappresenta la prima opportunità del motorsport italiano per fare sistema e per promuovere verso l’estero il comparto in
maniera unitaria e coerente, ed è questo
che gli organizzatori continuano a prefiggersi anche per l’edizione 2010.
Motorsport ExpoTech ha già ricevuto,
anche per l’edizione 2010, il Patrocinio
di diverse associazioni di settore. Concesso nei giorni scorsi quello della
Federazione Motociclistica Italiana il
cui presidente, Paolo Sesti, sostiene:
“Se è vero che l’eccellenza è da sempre
uno dei migliori “segreti” per emergere,
questo è tanto più vero in momenti difficili come quelli che stiamo attraversando, dove la necessità di essere tra i
migliori rappresenta in realtà una
risorsa indispensabile alla vita stessa
dell’azienda. Avere a disposizione uno
strumento di conoscenza come ExpoTech ci sembra un’opportunità particolarmente importante”.
E ancora: “l’Associazione Italiana
Ingegneri dei Materiali patrocina con
piacere e convinzione per il terzo anno
MotorSport ExpoTech” - commenta il
presidente ASSIM Stefano Rossi - “dove
si ritroveranno i migliori specialisti nel
campo del motor sport professionale”.
Dello stesso avviso Renzo Capitani, presidente dell’Associazione Italiana di
Prototipazione Rapida, che ha concesso
volentieri il suo patrocinio perché
“Motorsport ExpoTech rappresenta in
Italia una vetrina delle applicazioni più
avanzate e innovative che fanno largo
uso del CAD, della fabbricazione additiva e della reverse engineering. Tecniche che sono alla base della nostra associazione”.
Per maggiori informazioni consultare il
sito www.motorsportexpotech.com.
È online la community del motorsport ed
è ripartita la newsletter che dà a tutti gli
espositori la possibilità di avere visibilità sull’intero settore.
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200.000 operatori italiani ed esteri
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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 ?
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abbinarli alle categorie dei prodotti offerti è
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dei gestori delle reti idriche e gas?
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DELL’INDUSTRIA ITALIANA DEL GAS E DELL’ACQUA
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Notiziario
Letteratura Tecnica
Subsea Pipeline Engineering 2nd Edition
P a lm e r A. C . e Ki ng R .A ., Tul sa
( O K - U S A) 2 008, 155x 230 mm,
575 pagine, ISBN: 978-1-59370-133-8,
$ 179,00
La precedente edizione del volume è
stata la prima nel suo
genere, redatta da
due tra gli Enti più
autorevoli al mondo
nel campo dell’ingegneria delle condotte
sottomarine.
In questa seconda edizione, gli autori,
veterani del settore, hanno aggiornato ed
implementato questo unico testo di riferimento, prendendo in esame un ampio
spettro di temi riguardanti questa disciplina.
Dopo una breve prefazione, i successivi
capitoli descrivono: le proprietà e l’applicazione degli acciai al carbonio manganese; i metodi per incrementare la
resistenza alla corrosione; i diversi processi di saldatura ed i requisiti che ne
stabiliscono la loro scelta; le moderne
condotte flessibili e l’utilizzo dei materiali compositi; la corrosione interna e la
sua prevenzione; la corrosione esterna, i
rivestimenti e la protezione catodica; i
principi idraulici; la resistenza alla pres-
sione esterna ed interna; la stabilità idrodinamica; l’imbozzamento longitudinale
e laterale; l’ispezione interna ed il monitoraggio della corrosione; le rotture e la
riparazione; lo smantellamento ed infine
gli sviluppi futuri.
Questo volume è considerato un utile
testo di riferimento in quanto riunisce, in
forma accessibile, anche per i non specialisti, lo stato dell’arte sulla progettazione, fabbricazione e messa in opera di
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strutturale di costruzioni in acciaio con
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Il testo, mediante la costruzione e l’applicazione di sofisticati modelli matematici, analizza ed individua i principali
requisiti necessari a garantire, ad una
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condizioni di ottimizzazione dell’integrità strutturale, i migliori presupposti di
attitudine all’impiego e le più vantaggiose condizioni economiche di fabbricazione.
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come quello dell’ingegneria civile, della
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l’aspetto economico, dimostrando come,
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Codici e Norme
Norme nazionali
Italia
UNI EN ISO 2503 - Apparecchiature
per saldatura a gas - Riduttori di pressione e riduttori di pressione con flussometro integrato per bombole di gas utilizzati nella saldatura, nel taglio e nelle
tecniche affini e connesse fino a 300 bar
(30 MPa) (2010).
UNI EN 13195 - Alluminio e leghe di
alluminio - Specifiche per semilavorati e
getti per applicazioni marine (costruzioni navali, marittime e offshore)
(2010).
UNI EN ISO 14713-1 - Rivestimenti di
zinco - Linee guida e raccomandazioni
per la protezione contro la corrosione di
strutture di acciaio e di materiali ferrosi Parte 1: Principi generali di progettazione e di resistenza alla corrosione
(2010).
strutture di acciaio e di materiali ferrosi Parte 2: Rivestimenti di zincatura per
immersione a caldo (2010).
strutture di acciaio e di materiali ferrosi Parte 3: Sherardizzazione (2010).
UNI EN ISO 17663 - Saldatura - Requisiti di qualità per il trattamento termico
relativo alla saldatura ed alle tecniche
affini e connesse (2010).
UNI EN ISO 17677-1 - Saldatura a resistenza - Vocabolario - Parte 1: Saldatura
a punti, a rilievi e a rulli (2010).
EN ISO 23279 - Non-destructive testing
of welds - Ultrasonic testing - Characterization of indications in welds (2010).
UNI EN ISO 22391-1 - Sistemi di tubazioni di materie plastiche per le installazioni di acqua calda e fredda - Polietilene a elevata resistenza alla temperatura
(PE-RT) - Parte 1: Generalità (2010).
Norme internazionali
(PE-RT) - Parte 2: Tubi (2010).
ISO 3580 - Welding consumables Covered electrodes for manual metal arc
welding of creep-resisting steels - Classification (2010).
(PE-RT) - Parte 3: Raccordi (2010).
ISO 4987 - Steel castings - Liquid penetrant inspection (2010).
(PE-RT) - Parte 5: Idoneità all'impiego
del sistema (2010).
USA
AASHTO GSDPB - LRFD - Guide
specifications for the design of pedestrian bridges (2010).
ISO
ISO 4986 - Steel castings - Magnetic
particle inspection (2010).
ISO 7289 - Gas welding equipment Quick-action couplings with shut-off
valves for welding, cutting and allied
processes (2010).
ISO 9539 - Gas welding equipment Materials for equipment used in gas
welding, cutting and allied processes
(2010).
ISO 10679 - Steel - Cast tool steel
(2010).
ASTM B594 - Standard practice for
ultrasonic inspection of aluminum-alloy
wrought (2010).
ISO 14341 - Welding consumables Wire electrodes and weld deposits for
gas shielded metal arc welding of non
alloy and fine grain steels - Classification (2010).
ASTM E8/E8M - Standard test methods
for tension testing of metallic materials
(2010).
ISO 14344 - Welding consumables Procurement of filler materials and
fluxes (2010).
AWS D1.7/D1.7 - Guide for strengthening and repairing existing structures
(2010).
GME 60462-1 - Ultrasonic testing of
resistance weld spots - Part 1: General
(2010).
ISO 17635 - Non-destructive testing of
welds - General rules for metallic materials (2010).
ISO 23279 - Non-destructive testing of
welds - Ultrasonic testing - Characterization of indications in welds (2010).
EN
ISO 25902-2 - Titanium pipes and tubes
- Non-destructive testing - Part 2: Ultrasonic testing for the detection of longitudinal imperfections (2010).
EN ISO 17635 - Non-destructive testing
of welds - General rules for metallic
materials (2010).
ISO 26203-1 - Metallic materials Tensile testing at high strain rates Part 1: Elastic-bar-type systems (2010).
Norme europee
Notiziario
Corsi IIS
Luogo
Genova
Data
Titolo
Ore
17-20/5/2010
Corso teorico-pratico di saldatura di tubi e/o raccordi di PE per il
convogliamento di gas, acqua ed altri fluidi (UNI 9737)
--
Genova
17-21/5/2010
Corso per International Welding Technologist - Parte III Tecnologia della saldatura
--
Genova
17-21/5/2010
Corso di qualificazione e certificazione nella saldatura in elettronica approvato dall’ESA per Operatore (CAT. 3) per tecnologia a
“foro passante” in accordo alla Specifica ECSS-Q-ST-70-08
36
Corso di qualificazione e certificazione nella saldatura in elettronica approvato dall’ESA per Ispettore (CAT. 2) per tecnologia a
“foro passante” in accordo alla Specifica ECSS-Q-ST-70-08
36
Genova
17-21/5/2010
Taranto
17-21/5/2010
Corso avanzato - Saldabilità delle leghe metalliche
32
Genova
17-21/5/2010
12-14/7/2010
Corso per International Welding Engineer - Parte III Tecnologia della saldatura
--
Genova
18-19/5/2010
Corso di ricertificazione approvato dall’ESA per
Operatore/Ispettore per tecnologia a “foro passante” in accordo
alla Specifica ECSS-Q-ST-70-08
16
Corso di ricertificazione approvato dall’ESA per
Operatore/Ispettore per tecnologia SMT in accordo alla
Specifica ECSS-Q-ST-70-38
16
--
Genova
20-21/5/2010
Legnano (MI)
24-27/5/2010
Genova
24-28/5/2010
Corso di qualificazione e certificazione nella saldatura in
elettronica approvato dall’ESA per Operatore (CAT. 3) per
tecnologia SMT in accordo alla Specifica ECSS-Q-ST-70-38
36 (*)
elettronica approvato dall’ESA per Ispettore (CAT. 2) per
tecnologia SMT in accordo alla Specifica ECSS-Q-ST-70-38
36 (*)
Genova
24-28/5/2010
Mogliano Veneto
(TV)
7-9/6/2010
Corso sull’applicazione dei sistemi di gestione per la qualità in
saldatura ISO 9001
24
Roma
7-10/6/2010
--
Messina
7-10/6/2010
--
Genova
9-10/6/2010
Corso avanzato - Valutazione della vita residua
16
Mogliano Veneto
(TV)
10-11/6/2010
Corso sull’applicazione dei sistemi di gestione del processo
speciale saldatura EN ISO 3834
16
Genova
14-17/6/2010
--
Organizzatore
Istituto Italiano della Saldatura - Divisione FOR
Tel. 010 8341371 - Fax 010 8367780 - [email protected]
(*) Si tratta del totale delle ore per coloro che non abbiano già frequentato il corso da Operatore e/o Ispettore in accordo allo Standard ECSS-Q-ST-70-08. Per coloro in possesso di
tale certificato il corso può essere ridotto fino alla durata di 24 ore.
Notiziario
Corsi IIS (segue)
Luogo
Data
Titolo
Ore
Genova
14-18/6/2010
Corso per International Welding Technologist - Parte III Metallurgia e saldabilità
--
Genova
14-18/6/2010
Corso per Laser Welding Engineer
32
Priolo (SR)
14-18/6/2010
12-16/7/2010
Corso avanzato - Ispettore di impianto
Genova
14-18/6/2010
14-16/7/2010
Corso per International Welding Engineer - Parte III Metallurgia e saldabilità
--
Mogliano Veneto
(TV)
17-18/6/2010
Corso sull’applicazione dei sistemi di gestione ambientale ISO
14001
16
Genova
21-22/6/2010
Corso teorico-pratico di incollaggio di tubi e/o raccordi di PVCC, PVC-U o di ABS per la qualificazione secondo UNI 11242
16
Legnano (MI)
29-30/6/2010
Sicurezza e prevenzione degli infortuni in saldatura - Corso
avanzato per responsabili della sicurezza
16
64
Mogliano Veneto
(TV)
5-8/7/2010
--
Genova
5-9/7/2010
Corso teorico-pratico per operatori sull’incollaggio (European
Adhesive Bonder)
40
Genova
5-16/7/2010
elettronica approvato dall’ESA per Istruttore / Esaminatore
(CAT. 1)
64
Genova
12-14/7/2010
Corso sulla saldatura dei tondini per cemento armato - Livello
Specialist - Modulo Base
20
Legnano (MI)
12-15/7/2010
--
Taranto
12-16/7/2010
Corso celere in saldatura
32
Genova
14-16/7/2010
Corso sulla saldatura dei tondini per cemento armato - Livello
Specialist - Modulo Saldatura di tondini per cemento armato
20
Genova
19-22/7/2010
--
Messina
26-29/7/2010
--
Corsi di qualificazione per personale addetto alle PND di livello 1, 2 e 3
Esame visivo (VT)
Mogliano
Veneto (TV)
19-20/5/2010
Modulo di Base per livello 2 UNI EN 473/ISO 9712
16
Mogliano
Veneto (TV)
21/5/2010
Modulo di Metodo per livello 2 UNI EN 473/ISO 9712
8
Mogliano
Veneto (TV)
10-11/6/2010
Modulo Specifico Saldatura per livello 2 UNI EN 473/ISO 9712
12
Genova
15-16/6/2010
16
Genova
17/6/2010
8
Genova
1-2/7/2010
Modulo Specifico Saldatura per livello 2 UNI EN 473/ISO 9712
12
Priolo (SR)
5-6/7/2010
16
Organizzatore
Notiziario
Corsi di qualificazione, ecc. (segue)
Esame radiografico (RT)
Mogliano
Veneto (TV)
19-20/5/2010
16
Genova
15-16/6/2010
16
Priolo (SR)
5-6/7/2010
16
Priolo (SR)
27-30/7/2010
28
Esame ultrasonoro (UT)
Mogliano
Veneto (TV)
19-20/5/2010
16
Genova
15-16/6/2010
16
Genova
29/6-2/7/2010
28
16
Priolo (SR)
5-6/7/2010
Esame con particelle magnetiche (MT)
Legnano (MI)
18-19/5/2010
16
Mogliano
Veneto (TV)
19-20/5/2010
16
Genova
15-16/6/2010
16
Mogliano
Veneto (TV)
15-16/6/2010
16
Priolo (SR)
5-6/7/2010
16
Esame con liquidi penetranti (PT)
Mogliano
Veneto (TV)
19-20/5/2010
16
Legnano (MI)
20-21/5/2010
16
Genova
15-16/6/2010
16
Mogliano
Veneto (TV)
17-18/6/2010
16
Priolo (SR)
5-6/7/2010
16
Corsi di altre Società
Luogo
Data
Milano
17/5/2010
Bologna
17-18/5/2010
Milano
18/5/2010
Titolo
Organizzatore
Approccio applicativo alla stima dell’incertezza di
misura
AICQ Centro Nord c/o TQM s.r.l. (Milano)
Tel. 02 67382158; fax 02 67382177
[email protected]
Gli audit interni nei laboratori di prova
CERMET - Servizio Formazione (Bologna)
Tel. 051 764811; fax 051 764902
[email protected]
Fitness for Service
ANIMA / UCC (Milano)
Tel. 02 45418551; fax 02 45418545
[email protected]
Notiziario
Corsi di altre Società (segue)
Luogo
Data
Milano
18/5/2010
12/7/2010
Milano
18-19/5/2010
Milano
Titolo
Organizzatore
Valutazione globale di conformità alla Direttiva PED
97/23/CE - Il punto di vista del fabbricante, dell’ente
terzo, dell’utilizzatore
Centro Formazione UNI (Milano)
Tel. 02 70024464; fax 02 70024411
[email protected]
Redazione del Manuale Qualità e delle Procedure
secondo la norma UNI CEI EN ISO / IEC 17025
ANGQ (Roma)
Tel. 06 5915028; fax 06 5914834
[email protected]
19/5/2010
13/7/2010
Applicazione del Decreto Ministeriale 1° Dicembre
2004, n. 329 - Criteri generali per la gestione degli
impianti industriali
Tel. 02 70024464; fax 02 70024411
[email protected]
Milano
21/5/2010
I Sistemi di Gestione Ambientale: attuazione,
miglioramento, integrazione
ANCCP Certification Agency (Milano)
Tel. 02 2104071; fax 02 210407218
[email protected]
Napoli
Milano
24-28/5/2010
5-9/7/2010
Lead Auditor dei Sistemi di Gestione per la Salute e la
Sicurezza nei Luoghi di Lavoro
Tel. 02 2104071; fax 02 210407218
[email protected]
Napoli
24-28/5/2010
Valutatori dei Sistemi di Gestione per la Qualità
AICQ-M (Napoli)
Tel. 081 2396503; fax 081 6174615
[email protected]
Milano
25/5/2010
Valutazione della vita residua
ANIMA / UCC (Milano)
Tel. 02 45418551; fax 02 45418545
[email protected]
Milano
25-26/5/2010
Nuova Direttiva Macchine - Valutazione del rischio e
sua documentazione nel fascicolo tecnico
Tel. 02 70024464; fax 02 70024411
[email protected]
Roma
26-27/5/2010
Auditor interno del Sistema gestione qualità
CERMET - Servizio Formazione (Roma)
Tel. 06 7626001; fax 06 76968124
[email protected]
Roma
Milano
26-28/5/2010
21-23/6/2010
Ingegneria di manutenzione
Centro Formazione UNI (Roma)
Tel. 06 69923074; fax 06 6991604
[email protected]
Tel. 02 70024464; fax 02 70024411
[email protected]
Milano
27/5/2010
ATEX - Direttiva 1999/92/CE - Impianti nei luoghi con
pericolo di esplosione
Tel. 02 70024464; fax 02 70024411
[email protected]
Roma
Milano
31/5/2010
5/7/2010
Novità della norma UNI EN ISO 9001:2008
Tel. 06 69923074; fax 06 6991604
[email protected]
Tel. 02 70024464; fax 02 70024411
[email protected]
Roma
31/5-1/6/2010
La gestione dei laboratori di prova e taratura secondo la
norma ISO/IEC 17025
AICQ-CI (Roma)
Tel. 06 4464132; fax 06 4464145
[email protected]
Milano
7-9/6/2010
Internal Auditor dei Sistemi di Gestione per la Qualità
Tel. 02 2104071; fax 02 210407218
[email protected]
Milano
7-11/6/2010
Programma di addestramento raccomandato per l’esame
con particelle magnetiche di 2° livello secondo EN 473
CND Studio Sas di Gino FABBRI & C. (Milano)
Tel. 02 341649; fax 02 341205
[email protected]
Milano
9/6/2010
Applicazione della Direttiva PED 97/23/CE in materia
di attrezzature a pressione - Corso base
Tel. 02 70024464; fax 02 70024411
[email protected]
Notiziario
Corsi di altre Società (segue)
Luogo
Data
Titolo
Organizzatore
Milano
9-11/6/2010
Auditor / Responsabili Gruppo di Audit Interni di
Sistemi di Gestione per la Qualità nei Laboratori di
Prova
ANGQ (Roma)
Tel. 06 5915028; fax 06 5914834
[email protected]
Milano
10-11/6/2010
Criteri e metodologie di gestione nella taratura degli
strumenti di misura
Tel. 02 70024464; fax 02 70024411
[email protected]
Roma
14-15/6/2010
Testo Unico e verifica legislativa ambientale
Tel. 06 69923074; fax 06 6991604
[email protected]
Milano
14-25/6/2010
di radiografia di 2° livello secondo EN 473
Tel. 02 341649; fax 02 341205
[email protected]
Milano
15/6/2010
Il Fascicolo Tecnico secondo la Direttiva Macchine
2006/42/CE
Tel. 02 2104071; fax 02 210407218
[email protected]
Roma
16-18/6/2010
Sistemi di Gestione per la Qualità per i Laboratori di
Prova secondo la norma UNI CEI EN ISO/IEC 17025 ed
accreditamento SINAL
ANGQ (Roma)
Tel. 06 5915028; fax 06 5914834
[email protected]
Livorno
21-22/6/2010
Dispositivi Protezione Individuale: la Fabbricazione, la
Progettazione, la Marcatura CE
Tel. 02 2104071; fax 02 210407218
[email protected]
Napoli
22-24/6/2010
Corso base per la conduzione delle verifiche ispettive
interne ambientali secondo le norme ISO 19011 e
ISO 14001
AICQ-M (Napoli)
Tel. 081 2396503; fax 081 6174615
[email protected]
Roma
24-25/6/2010
Risk Management
AICQ-CI (Roma)
Tel. 06 4464132; fax 06 4464145
[email protected]
Milano
28-29/6/2010
L'analisi del rischio e il documento sulla protezione
contro le esplosioni secondo la Direttiva AT.E.X
Tel. 02 2104071; fax 02 210407218
[email protected]
Milano
28-30/6/2010
Le ISO 9001:2000-2008. Principi, contenuti ed
esercitazioni
Tel. 02 67382158; fax 02 67382177
[email protected]
Milano
28/6-2/7/2010
con correnti indotte di 2° livello secondo EN 473
Tel. 02 341649; fax 02 341205
[email protected]
Milano
7/7/2010
Come soddisfare i requisiti della nuova Direttiva
Macchine 2006/42/CE
Tel. 02 70024464; fax 02 70024411
[email protected]
Roma
13/7/2010
Applicazione dei requisiti della Direttiva MID ai
dispositivi di regolazione e misura
Tel. 06 69923074; fax 06 6991604
[email protected]
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)
Tel. 02 67382158; fax 02 67382177
[email protected]
Milano
21-23/7/2010
Costruzione, certificazione ed esercizio delle
Attrezzature a Pressione
Tel. 02 2104071; fax 02 210407218
[email protected]
Notiziario
Mostre e Convegni
Luogo
Genova
Titolo
Data
18/5/2010
Organizzatore
Anteprima UNI CEI EN 16001: Sistemi di gestione
dell’energia
Istituto Italiano della Saldatura (Genova)
Tel. 010 8341373; fax 010 8367780
[email protected]
San Paolo
(Brasile)
18-20/5/2010
Expoaluminio 2010
Reed Exhibitions Alcantara Machado (São Paulo - Brasil)
Tel. +55 11 30605000; fax +55 11 30605001
[email protected]
Ferrara
19-21/5/2010
ACCADUEO - Mostra Internazionale delle Tecnologie
per il trattamento e la distribuzione dell’acqua potabile e
il trattamento delle acque reflue
BOLOGNA FIERE (Bologna)
Tel. 051 282111; fax 051 6374028
[email protected]
Genova
20/5/2010
La saldatura degli acciai basso-legati al Ni per servizio
criogenico e al Cr-Mo per servizio ad alta temperatura
Tel. 010 8341373; fax 010 8367780
[email protected]
Mosca
(Russia)
24-27/5/2010
Metallurgy 2010
Messe Düsseldorf GmbH (Düsseldorf - D)
Tel. +49 (0) 211 456001
[email protected]
Genova
26/5/2010
Seminario Didattico - Fondamenti del Risk Management Istituto Italiano della Saldatura (Genova)
Tel. 010 8341373; fax 010 8367780
- L’approccio dell’EWF
[email protected]
Yasmine Hammamet
(Tunisia)
26-28/5/2010
2nd IIW North African International Congress on
welding and related technologies
CETIME - Technical Center for Mechanical & Electrical Industries (La Manouba - Tunisia)
Tel. +216 70 146 000; fax +216 70 146 071
[email protected]
Bilbao
(Spagna)
31/5-5/6/2010
BIEMH 2010 - 26th International Machine Tool
Exhibition
Bilbao Exhibition Centre (Ansio-Barakaldo - E)
Tel. +34 94 404 00 00; fax +34 94 404 00 01
[email protected]
Surabaya
(Indonesia)
2-5/6/2010
Machine Tool & Manufacturing Indonesia 2010
OES (London - UK)
Tel. +44 (0) 2078402134; fax +44 (0) 2078402111
[email protected]
Shanghai
(Cina)
7-9/6/2010
2th International Thermal Spraying Fair
Next Exhibition (Shanghai - China)
Tel. +86 21 54152384; fax +86 21 61294111
[email protected]
Mosca
(Russia)
7-11/6/2010
10th European Conference on NDT
Russian society for NDT and Technical Diagnostics (Moscow-Russia)
Tel. +7 499 2467132; fax +7 499 2468888
[email protected]
Maui Island
(Hawaii - USA)
7-11/6/2010
4th Japan-US Symposium “Emerging NDE Capabilities
for a Safer World”
Japanese Society for Non-Destructive Inspection (Tokio - Japan)
Tel. +81 3 58215105; fax +81 3 38636524
[email protected]
Stoccarda
(Germania)
8-10/6/2010
O & S - International trade fair for surface treatments
and coatings
Deutsche Messe (Hannover - D)
Tel. +49 (0) 511 890; fax +49 (0) 511 8932-626
[email protected]
Shanghai
(Cina)
9-11/6/2010
Aluminium China 2010
Reed Exhibitions (Beijing - China)
Tel. +86 (0) 10 5933 9000; fax +86 (0)10 5933 9333
[email protected]
Montecatini Terme
(PT)
13-18/6/2010
CIMTEC 2010 - 5th Forum on New Materials Materials Solutions for Sustainable Energy
CIMTEC (Faenza - RA)
Tel. +39 0546 22461; fax: +39 0546 664138
[email protected]
15/6/2010
Seminario Didattico - La saldatura degli acciai
inossidabili
Tel. 010 8341373; fax 010 8367780
[email protected]
Genova
Notiziario
Mostre e Convegni (segue)
Luogo
Titolo
Data
Organizzatore
Ischia (NA)
20-23/6/2010
5th International Conference on Times of Polymers
(TOP) and Composites
Engineering Schools of II University of Naples - SUN
Department of Aerospace and Mechanical Engineering (Aversa - CE)
Tel. 081 5010412; fax 081 5010291
[email protected]
Beijing
(Cina)
20-26/6/2010
ISOPE 2010 - International Offshore and Polar
Engineering Conference
ISOPE (Cupertino - California - USA)
Tel. +1-650-254-1871; fax +1-650-254-2038
[email protected]
Milano
22/6/2010
SALDAT Forum
ANASTA (Milano)
Tel. 02 66710408; fax 02 67070756
[email protected]
Genova
30/6/2010
La saldatura delle leghe non ferrose a base Al, Ti, Ta, Zr
Tel. 010 8341373; fax 010 8367780
[email protected]
Genova
Luglio 2010
Evoluzione e prospettive della saldatura laser
Tel. 010 8341373; fax 010 8367780
[email protected]
Anchorage
(Alaska - USA)
4-10/7/2010
18th Annual International Conference on Composites /
Nano Engineering
University of New Orleans - Department of Mechanical Engineering
(New Orleans - Louisiana - USA)
Tel. (504) 280 6652; fax (504) 280 6192
[email protected]
Seminario Didattico - La saldatura per Progettisti e
Uffici tecnici di fabbricazione
Tel. 010 8341373; fax 010 8367780
[email protected]
Genova
6/7/2010
Ho Chi Minh City
(Vietnam)
7-10/7/2010
MTA Vietnam 2010 - The 8th International Precision
Engineering, Machine Tools & Metalworking
Technology Exhibition & Conference
OES (London - UK)
Tel. +44 (0) 2078402134; fax +44 (0) 2078402111
[email protected]
Istanbul
(Turkey)
11-17/7/2010
63rd Annual Assembly IIW and International
Conference
DEKON Congress & Tourism (Istanbul - Turkey)
Tel. +90 212 347 63 00; fax +90 212 347 63 63
[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]
Ricerche
Bibliografiche
Dati IIS-Data
Resistenza a fatica di giunti saldati in leghe
di alluminio (2005-2009)
Assemblages bout-à-bout en alliage d’alluminium: quels sont les
effets des defauts de soudage ou de fabrication sur leur tenue à
la fatigue? (Résultants expérimentaux - 2e partie) di COLCHEN
D., «Soud. Tecn. Con.», Gennaio-Febbraio 2005, pp. 32-38.
Analisi con elementi finiti; difetti; giunti testa a testa; leghe
d’alluminio; resistenza a fatica; saldatura ad arco ad impulsi;
saldatura MIG.
Mechanical properties of aluminium die castings welded by
Nd:YAG laser beams di TSUSHIMA K. et al., «Weld. Int.»,
Marzo 2005, pp. 193-198.
Durata della vita a fatica; durezza; industria automobilistica;
infragilimento da idrogeno; leghe d’alluminio; pezzi fusi; porosità; proprietà meccaniche; resistenza a fatica; saldabilità; saldatura laser.
Influence of the dimensions of a specimen of aluminium alloy
welded joint on the residual stressed state and fatigue resistance
di SHONIN V.A. et al., «Paton Weld. J.», Febbraio 2005, pp. 18-28.
Durata della vita a fatica; forma geometrica; leghe Al-Mg-Si;
leghe d’alluminio; provini, saggi; resistenza a fatica; saldatura
MIG; saldatura TIG; saldature testa a testa; tensioni residue.
Cold metal transfer has a future joining steel to aluminium di
BRUCKNER J., «Wdg. J.», Giugno 2005, pp. 38-40.
Acciai zincati; corrosione; freddo; leghe Al-Mg; leghe Al-Mg-Si;
leghe Al-Mn; leghe d’alluminio; materiali dissimili; proprietà meccaniche; resistenza a fatica; saldatura con filo fusibile in gas protettivo; trasferimento del metallo; trasferimento in corto circuito.
On the fatigue behavior of friction stir welded AlSi 10 Mg di
ALBUQUERQUE J.M. et al., «Rev. Met.», Marzo-Aprile 2005,
pp. 126-132.
Cricche di fatica; leghe Al-Si; leghe d’alluminio; microstruttura; proprietà meccaniche; prove di fatica; prove di trazione;
resistenza a fatica; saldatura ad attrito; saldatura ad attrito con
utensile in movimento; tensioni residue.
Improvement of the fatigue strength of aluminium alloy
welded joints by high hardness and large specific gravity
shot peening di HASEGAWA M. e SUZUKI H., «Weld. Int.»,
Agosto 2005, pp. 600-607.
Condizioni superficiali; durezza; fattori di influenza; giunti
saldati; leghe Al-Mg; leghe d’alluminio; martellatura; resistenza a fatica; rugosità; saldatura con filo fusibile in gas protettivo; tensioni residue.
Recommandations pour des assemblages soudés bout-à-bout
en alliage d’aluminium di COLCHEN D., «Soud. Tecn. Con.»,
Gennaio-Febbraio 2006, pp. 34-38.
Giunti saldati; giunti testa a testa; leghe d’alluminio; meccanica
della frattura; resistenza a fatica; saldatura ad arco ad impulsi;
saldatura MIG; saldatura TIG.
Laser shock peening improves fatigue life of lightweight
alloys di TRAN K.N. et al. «Wdg. J.», Ottobre 2006, pp. 28-31.
Acciai inossidabili austenitici; alto; costruzioni navali; cricche
di fatica; distensione delle tensioni; durata della vita a fatica;
leghe d’alluminio; leghe di titanio; martellatura laser; metalli
leggeri; prove di fatica; resistenza a fatica; resistenza meccanica; saldatura TIG; tensioni residue.
Fatigue behaviour of 7075-T6 aluminium alloy coated with WC12Co alloy deposited by plasma spray di PUCHI-CABRERA E.S.
et al. «Surface», Luglio-Agosto 2006, pp. 253-262.
Aerei; corrosione; cromo; durata della vita a fatica; durezza;
leghe Al-Zn-Mg; leghe d’alluminio; leghe di cobalto; meccanica
della frattura; proprietà meccaniche; prove di corrosione; resistenza a fatica; rivestimenti spruzzati; spruzzatura al plasma;
tipi di rotture.
Il rivestimento HVOF nella fatica della lega 6082-T6 di
MARCONI P. et al., «Lamiera», Novembre 2008, pp. 162-163.
Leghe Al-Mg-Si; leghe d’alluminio; resistenza a fatica; rivestimenti spruzzati; spruzzatura HVOF.
Ricerche Bibliografiche
Comportamento a fatica multiassiale di unioni saldate in
acciaio e lega leggera in funzione dell’energia di deformazione locale di LAZZARIN P. et al., «Riv. Sald.», Luglio-Agosto
2006, pp. 537-544.
Acciai al C; effetti locali; effetto d’intaglio; giunti saldati; leghe
d’alluminio; metalli leggeri; prove di fatica; raccordi di saldatura; resistenza a fatica; saldatura MAG; saldatura manuale
con elettrodi rivestiti.
Application of the local fatigue strength concept for the evaluation of post weld treatments (IIW-1839-07, ex-doc. XIII2099r2-06) di NITSCHKE-PAGEL TH. et al., «Weld. World»,
Novembre-Dicembre 2007, pp. 65-75.
Effetti locali; indurimento; indurimento superficiale; leghe AlMg-Si; leghe d’alluminio; operazione dopo saldatura; proprietà
meccaniche; resistenza a fatica; tensioni residue; trattamento
termico; trattamento termico dopo saldatura; valutazione.
Effect of defects on fatigue strength of GTAW repaired cast
aluminum alloy di LI L. et al., «Wdg. J.», Novembre 2006,
pp. 264s-270s.
Acetato di polivinile; difetti; durata della vita a fatica; fattori di
influenza; leghe d’alluminio; microstruttura; pezzi fusi; prove di
fatica; resistenza a fatica; riparazione; ritiro; saldatura TIG;
strutture aerospaziali.
Fatigue design values for welded joints of the wrought
magnesium alloy AZ31 (ISO-MgAlZn1) according to the
nominal, structural and notch stress concepts in comparison
to welded steel and aluminium connections di SONSINO C.M.
et al., «Weld. World», Maggio-Giugno 2008, pp. 79-94.
Alluminio; confronti; effetti locali; effetto d’intaglio; giunti
saldati; giunti testa a testa; leghe d’alluminio; leghe di magnesio; metalli leggeri; penetrazione; proprietà meccaniche; resistenza a fatica; saldatura MIG; saldatura TIG; tenacità all’intaglio; tensioni.
A model based on the stress concentration factor for the
assessment of fatigue life of welded joints di LAGODA T.,
«Weld. Int.», Novembre 2006, pp. 875-882.
Acciai da costruzione; distribuzione delle tensioni; durata della
vita a fatica; giunti saldati; leghe d’alluminio; modelli di
calcolo; resistenza a fatica; simulazione.
Fatigue strength of friction stir welding joints of aluminium
alloy 6082 extruded shape di KOBAYASHI J. et al., «Weld.
Int.», Gennaio 2007, pp. 18-24.
Corrosione; corrosione intergranulare; corrosione per vaiolatura; estrusione; forma geometrica; giunti testa a testa; innesco
delle cricche; leghe Al-Mg-Si; leghe d’alluminio; proprietà
meccaniche; resistenza a fatica; rotture di fatica; saldatura ad
attrito; saldatura ad attrito con utensile in movimento; saldatura MIG.
Distortion analysis for self-piercing riveting of aluminium
alloy sheets di HUANG H. et al., «Weld. Join.», Gennaio-Febbraio 2007, pp. 73-78.
Analisi con elementi finiti; automobili; carrozzeria di autoveicoli; confronti; dispositivi di fissaggio; distorsione; durata della
vita a fatica; giunti non saldati; industria automobilistica; leghe
Al-Mg; leghe d’alluminio; modelli di calcolo; resistenza a
fatica; rivetti; saldatura a resistenza a punti; simulazione.
Improvement of fatigue resistance of welded joints in metal
structures by high-frequency mechanical peening (Review)
di LOBANOV L.M. et al., «Paton Weld. J.», Settembre 2006, pp. 2-8.
Acciai ad alta resistenza; acciai da costruzione; acciai inossidabili; giunti saldati; leghe d’alluminio; martellatura; recensione,
rassegna; resistenza a fatica; sonde ultrasonore; tensioni
residue; trattamento meccanico di distensione delle tensioni.
Fatigue properties and failure characterisation of self-piercing riveted 6111 aluminium sheet joints di KHANNA S.K.
«Weld. Join.», Settembre-Ottobre 2006, pp. 544-549.
Carico di fatica; confronti; cricche di fatica; fattori di influenza;
giunti non saldati; industria automobilistica; lamierini; leghe
Al-Mg-Si; leghe d’alluminio; proprietà meccaniche; prove di
fatica; resistenza a fatica; rivetti; saldatura a resistenza a punti;
spessore.
Fatigue characteristics of aluminium brazing sheet after
brazing di ANONIMO, «Weld. Int.», Ottobre 2008, pp. 669-675.
Brasabilità; brasatura forte; distribuzione delle tensioni; lamierini; leghe Al-Cu; leghe Al-Mg; leghe Al-Mg-Si; leghe Al-ZnMg; leghe d’alluminio; materiale d’apporto per brasatura forte;
microstruttura; proprietà meccaniche; prove di fatica; radiatori; resistenza a fatica; scambiatori di calore.
Resistenza a fatica di strutture saldate in leghe di alluminio
di ATZORI B. e ROSSI B., «Riv. Sald.», Gennaio-Febbraio
2008, pp. 93-101.
Analisi delle tensioni; calcolo; carico di fatica; effetti locali;
effetto d’intaglio; Europa; giunti a croce; giunti saldati; leghe
d’alluminio; metalli leggeri; norme; progettazione, concezione;
resistenza a fatica.
Fatigue properties of friction stir welded joints and their
residual stress distributions - studies on characteristics of
friction stir welded joints in structural aluminium alloys di
OKUBO K. et al. «Weld. Int.», Febbraio 2008, pp. 63-72.
Confronti; cricche di fatica; distribuzione delle tensioni;
lamiere; leghe Al-Mg-Si; leghe Al-Zn-Mg; leghe d’alluminio;
misura; prove di fatica; provini, saggi; resistenza a fatica; saldatura ad attrito; saldatura ad attrito con utensile in movimento; saldatura MIG; tensioni residue.
Effect of hydrogen gas environment on fatigue crack growth
of FSW joints of A6061-T6 aluminium alloy di HAGIHARA A.
et al., «Weld. Int.», Maggio 2008, pp. 275-280.
Andamento delle cricche; azoto; bassa pressione; condizioni
ambientali; cricche di fatica; durezza; gas; idrogeno; leghe Al-MgSi; leghe d’alluminio; propagazione delle cricche; prove di fatica;
provini, saggi; resistenza a fatica; saldatura ad attrito; saldatura
ad attrito con utensile in movimento; saldatura in fase solida.
Fatigue properties of laser weld in aluminium alloy di MIZUTANI M. et al., «Weld. Int.», Ottobre 2008, pp. 705-711.
Confronti; cricche di fatica; durata della vita a fatica; durezza;
fattori di influenza; innesco delle cricche; laser CO 2 ; leghe AlMg; leghe d’alluminio; porosità; propagazione delle cricche;
proprietà meccaniche; prove di fatica; prove meccaniche; resistenza a fatica; saldatura a fascio elettronico; saldatura laser.
Friction stir spot welds between aluminium and steel automotive sheets: influence of welding parameters on mechanical properties and microstructure IIW-1925-08 (ex-doc. SCA u t o - 0 2 0 r 1 - 0 8 ) d i F I G N E R G . e t a l . , « We l d . Wo r l d » ,
Gennaio-Febbraio 2009, pp. R13-R23.
Acciai zincati; composto intermetallico; condizioni di processo;
durezza; giunti a sovrapposizione; industria automobilistica;
leghe Al-Mg; leghe d’alluminio; materiali dissimili; microstruttura; parametri di processo; proprietà meccaniche; prove di
durezza; prove meccaniche; resistenza a fatica; resistenza a
taglio; saldatura ad attrito; saldatura ad attrito con utensile in
movimento; zinco.
Ricerche Bibliografiche
The fatigue behaviour of friction stir welded aluminium
joints (IIW-1878-07 - ex-doc. III-1437r1-07) di GUTENSOHN
M. et al., «Weld. World», Settembre-Ottobre 2008, pp. 69-74.
Durezza; leghe Al-Mg; leghe d’alluminio; metalli leggeri;
microstruttura; proprietà meccaniche; resistenza a fatica; saldatura ad attrito; saldatura ad attrito con utensile in movimento.
La resistenza a fatica delle strutture saldate secondo gli
Eurocodici di ATZORI B. et al., «Riv. Sald.», Gennaio-Febbraio
2009, pp. 55-63.
Acciai; CEN; confronti; cricche di fatica; Europa; giunti
saldati; leghe d’alluminio; norme; progettazione, concezione;
resistenza a fatica.
A consideration of allowable equivalent stresses for fatigue
design of welded joints according to the notch stress concept
with the reference radii rref = 1.00 and 0.05 mm (IIW-195008 - ex-doc. XIII-2216r1-08/XV-1285r1-08) di SONSINO
C.M., «Weld. World», Marzo-Aprile 2009, pp. R64-R75.
Alluminio; carico di fatica; effetto d’intaglio; giunti saldati;
leghe Al-Mg-Si; leghe d’alluminio; leghe di magnesio; magnesio; modelli di calcolo; piegamento; progettazione, concezione;
proprietà meccaniche; prove di fatica; prove meccaniche; resistenza a fatica; sollecitazione di taglio; tenacità all’intaglio;
tensioni; torsione.
Damage tolerance analyses of laser welded “skin-clip” joints
for aerospace applications (IIW-1922-08 - ex-doc. XIII2239r1-08/X-1643r1-08) di DANESHPOUR S. et al., «Weld.
World», Marzo-Aprile 2009, pp. R90-R98.
Analisi con elementi finiti; analisi delle tensioni; calcolo; criccabilità; cricche di fatica; difetti; distribuzione delle tensioni;
fattori di influenza; giunti a T; lamiere; leghe Al-Mg-Si; leghe
d’alluminio; prove di fatica; resistenza a fatica; saldatura a
fascio di fotoni; saldatura laser; simulazione; spessore; strutture aerospaziali; tolleranze.
Comparison of fatigue behaviour between resistance spot
and friction stir spot welded aluminium alloy sheets di
UEMATSU Y. e TOKAJI K., «Weld. Join.», Gennaio-Febbraio
2009, pp. 62-71.
Confronti; durata della vita a fatica; durezza; frattografia;
lamierini; leghe Al-Mg-Si; leghe d’alluminio; meccanica della
frattura; microstruttura; nocciolo di saldatura; proprietà meccaniche; prove di durezza; prove di fatica; prove di taglio; prove
di trazione; resistenza a fatica; rotture di fatica; saldatura a
resistenza; saldatura a resistenza a punti; saldatura ad attrito;
saldatura ad attrito con utensile in movimento; saldature a
punti.
Effect of post-heat treatment on the fatigue behaviour of a
friction stir spot-welded Al-Mg-Si alloy di YOSHIHIKO
UEMATSU et al., «Weld. Int.», Luglio 2009, pp. 481-489.
Durezza; fattori di influenza; innesco delle cricche; lamierini;
leghe Al-Mg-Si; leghe d’alluminio; meccanica della frattura;
microstruttura; proprietà meccaniche; prove di fatica; resistenza a fatica; saldatura ad attrito; saldatura ad attrito con
utensile in movimento; saldature a punti; trattamento termico;
trattamento termico dopo saldatura; zona di saldatura.
Role of protective coating of aluminium alloy welded joints in
fatigue resistance di SHONIN V.A. et al., «Paton Weld. J.»,
Marzo 2009, pp. 15-17.
Condizioni di servizio; cricche di fatica; durata della vita a
fatica; elementi costruttivi; elemento portante; fattori di
influenza; giunti saldati; giunti testa a testa; leghe Al-Mg; leghe
Al-Zn-Mg; leghe d’alluminio; proprietà meccaniche; prove di
fatica; prove meccaniche; resistenza a fatica; rivestimenti spruzzati; saldatura ad arco ad impulsi; saldatura longitudinale; saldatura MIG; spruzzatura a caldo; strutture di carpenteria; tensioni; tensioni residue.
Fonti dei riferimenti bibliografici
Riviste italiane e straniere analizzate per la Banca Dati IIS-Data
Titolo
Acciaio
Advanced Materials Processes
Alluminio e Leghe
Alluminio Magazine
Ambiente e Sicurezza sul Lavoro
Analysis Europa
Anticorrosione
ASTM Standardization News
ATA Ingegneria Automobilistica
Australasian Welding Journal
Australian Welding Research
Automatic Welding
Automazione Energia Informazione
Avtomaticheskaya Svarka
Befa - Mitteilungen
BID-ISIM
Biuletyn ISG
Boletin Tecnico Conarco
Bollettino Tecnico Finsider
Bollettino Tecnico RTM
Brazing and Soldering
Bridge Design & Engineering
British Corrosion Journal
China Welding
Chromium Review
Constructia De Masini
Costruzioni Metalliche
Czechoslovak Heavy Industry
De Qualitate
Deformazione
Der Praktiker
Elettronica Oggi
Elin Zeitschrift
Energia Ambiente Innovazione
Energia e Calore
Energia e Materie Prime
EPE International
Esa Bulletin
Eurotest Technical Bulletin
Fogli d’Informazione Ispesl
Fonderia
FWP Journal
GEP
Giornale del Genio Civile
Heron
Hightech
Hitsaustekniikka
Hybrid Circuits
Iabse Periodica
Il Filo Metallico
Il Giornale delle Prove non Distruttive
Il Giornale delle Scienze Applicate
Il Perito Industriale
Il Saldatore Castolin
Ilva Quaderni
Industrial Laser Rewiew
Ingegneria Ambientale
Ingegneria Ferroviaria
Inossidabile
Insight
International Construction
Interplastics
IPE International
ISO Bulletin
J. of Offshore and Polar Engineering
Joining & Materials
Joining of Materials
Joining Sciences
Journal of Bridge Engineering
Journal of the Japan Welding Society
Kunststoffe
L’Acciaio Inossidabile
Abbreviaz.
Acciaio
Mat. Processes
AL
Alluminio
Sicurezza Lav.
Analysis
Anticorrosione
ASTM Std.
ATA
Austr. Wdg. J.
Austr. Wdg. Res.
Aut. Weld.
AEI
Aut. Svarka
Befa Mitt.
BID-ISIM
Biuletyn
Conarco
Finsider
RTM
Braz. Sold.
Bridge
Br. Corr. J.
China Weld.
Chomium
Constr. Masini
Costr. Met.
Czech. Heavy
Qualitate
Deformazione
Praktiker
Elettronica
Elin
Enea E.A.I.
Energia
Energia
EPE
Esa Bulletin
Eurotest
ISPESL
Fonderia
FWP J.
GEP
Giornale G.C.
Heron
Hightech
Hitsaust.
Hybrid
IABSE
Filo Metallico
Giornale PND
Scienze Applic.
Perito Ind.
Castolin
Ilva
Ind. Laser
I.A.
Ing. Ferr.
Inossidabile
Insight
Int. Const.
Interplastics
IPE
ISO
Offshore
Joining
JOM
Join. Sciences
Jour. Bridge
Journal JWS
Kunststoffe
Acc. Inoss.
Titolo
Abbreviaz.
L’Allestimento
Allestimento
L’Elettrotecnica
Elettr.
L’Industria Meccanica
Ind. Mecc.
L’Installatore Tecnico
Installatore
La Meccanica Italiana
Mecc. Ital.
La Metallurgia Italiana
Met. Ital.
La Termotecnica
Termotecnica
Lamiera
Lamiera
Laser
Laser
Lastechniek
Lastech.
Lavoro Sicuro
Lav. Sic.
Lo Stagno ed i suoi Impieghi
Stagno
Macchine & Giornale dell’Officina
Officina
Macplas
Macplas
Manutenzione: Tecnica e Management
Manutenzione
Materialprüfung
Materialprüf.
Material and Corrosion
Mat. Cor.
Materials Evaluation
Mat. Eval.
Materials Performance
MP
Meccanica & Automazione
Mec. & Aut.
Meccanica & Macchine di Qualità
Mecc. & Macchine
Meccanica Moderna
Mecc. Moderna
Meccanica Oggi
Meccanica
Mechanical Engineering
Mech. Eng.
Metal Construction
Met. Con.
Metalli
Metalli
Metallurgical and Materials Transactions
Met. Trans.
Metallurgical B
Metallurgical B
Metallurgical Reports CRM
Met. Rep.
Metallurgical Transactions
Metallurgical T
Metalurgia & Materiais
Met. Materiais
Metalurgia International
Metalurgia
Modern Plastics International
Plastics Int.
Modern Steel Construction
Steel Constr.
NDT & E International
NDT & E Int.
NDT & E International UK
NDT & E Int.
NDT International
NDT Int.
Notagil S.I.
Notagil
Notiziario dell’ENEA Energia e Innovazione
ENEA E.I.
Notiziario dell’ENEA Sic. e Prot.
ENEA-DISP.
Notiziario Tecnico AMMA
AMMA
NRIM Research Activities
NRIM Research
NT Tecnica e Tecnologia AMMA
NT AMMA
Oerlikon Schweissmitteilungen
Oerlikon
PCB Magazine
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
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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
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Zváranie
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LA COSA GIUSTA AL POSTO GIUSTO
5-9/10/2010
In concomitanza con
27.BI-MU
SESTO F.S.
TANG
IL MONDO DELLA FINITURA DELLE SUPERFICI
TORINO
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COLOGNO
NORD
RHO-FIERA
BOVISA
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MACIACHINI
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LINATE
24
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S.DONATO
18
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Metropolitana
ABBIATEGRASSO
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www.bimu-sfortec.com
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DUOMO
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27.BI-MU
Superficie disponibile per la manifestazione
9
STAZIONE RHO-FIERA
METROPOLITANA LINEA 1
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La modulistica di partecipazione
alla manifestazione è in
P.TA VITTORIA
BISCEGLIE
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Ente organizzatore:
EFIM-ENTE FIERE ITALIANE MACCHINE SPA
Promossa da:
UCIMU-SISTEMI PER PRODURRE
Per informazioni: 27.BI-MU c/o CEU-CENTRO ESPOSIZIONI UCIMU SPA
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tel. +39 0226 255 233/234/860, telefax +39 0226 255 897, www.bimu-sfortec.com, [email protected]
Sede:
. Ingresso dalle porte Est e Ovest
Periodo di svolgimento: da martedì 5 a sabato 9 ottobre 2010
Orario: dalle 9.30 alle 18.00
Ingresso: biglietto giornaliero € 12 (dà accesso anche a SFORTEC); gratuito, previa preregistrazione
on line, secondo le modalità indicate
Catalogo 27.BI-MU/SFORTEC: € 20, disponibile nell’ambito della manifestazione
GESSATE
Pave
se
TANGENZIALE
OVEST
fieramilanocity
TANGENZIALE
EST
IL MONDO DELL’ASSEMBLAGGIO
ENZI
S
CETAZIO
NT NE
RA
LE
27.BI-MU ospita
IL MONDO DELLA SALDATURA
AEROPORTO
ORIO AL SERIO
VENEZIA
AEROPORTO
MALPENSA
CO
MO
-VA
RE
SE
ISO 9001-2000 N. 4548/0
DIREZIONE MOSTRA, SALA STAMPA,
CENTRO CONGRESSI, CENTRO SERVIZI
EST
Pubblicazioni IIS
Taglio termico
Indice
Capitolo 1. GENERALITÀ.
Capitolo 2. OSSITAGLIO: Generalità; Principio di funzionamento; Meccanismo dell’ossitaglio;Tagliabilità dei metalli; Leghe ferrose (acciai); Metalli e
leghe non ferrosi; Parametri di funzionamento del processo; Fiamma di
riscaldo; Ossigeno di taglio; Apparecchiature e tecniche operative; Ossitaglio manuale; Ossitaglio automatico; Effetti dell'ossitaglio sugli acciai; Processi derivati dall’ossitaglio; Solcatura e scriccatura al cannello; Ossitaglio
alla polvere di ferro; Ossitaglio con lancia termica.
Capitolo 3.TAGLIO PLASMA: Caratteristiche del plasma e principio di funzionamento del processo; Apparecchiatura; Generatore di corrente;Torce;
Sistemi di movimentazione; Consumabili; Elettrodi; Gas di taglio; Qualità di
taglio; Applicazioni.
Capitolo 4.ALTRI PROCESSI DI TAGLIO CON ARCO ELETTRICO: Solcatura e scriccatura con elettrodo di carbone; Apparecchiatura;Tecnica operativa e parametri; Applicazioni;Taglio con elettrodi rivestiti;Taglio TIG;
Taglio ossielettrico.
Capitolo 5.TAGLIO LASER: Generalità; Caratteristiche del laser e principio
di funzionamento del processo; Apparecchiatura; Generatori del fascio;
Sistemi di movimentazione del fascio;Testa di taglio; Gas di taglio;Taglio
con gas inerte;Taglio assistito con ossigeno; Principali parametri esecutivi;
Parametri del fascio e velocità di taglio; Focalizzazione del fascio; Gas di
taglio; Caratteristiche delle superfici tagliate con laser; Applicazioni di
taglio laser dei diversi materiali;Taglio degli acciai;Taglio dell’alluminio e
delle sue leghe;Taglio delle altre leghe ferrose.
Divisione PRN
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16141 GENOVA
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processi di saldatura, progettazione, fabbricazione, diagnostica industriale, certificazione,
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Rivista 2 / 2010
Rivista 3 / 2010
Uscita: 28 Febbraio 2010
Uscita: 30 Aprile 2010
Uscita: 30 Giugno 2010
Rivista 4 / 2010
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Elenco
degli
Inserzionisti
157
155-156
--250
142+219
144
225
232
192
153
----239
139
-154
--4a cop
---141
140
-----255
-----------257
150
---143
258
140
-145
----146
-2a cop
240
152
-176
148
-198
--220
--------3a cop
--151
149
147
--170
ACS ACAI
AEC TECHNOLOGY
AIPND
ANASTA
ANCCP
ANDIT AUTOMAZIONE
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
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ETC OERLIKON
EUROCONTROL
F.B.I.
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FIERA ACCADUEO
FIERA AFFIDABILITA’ & TECNOLOGIE
FIERA ALUMOTIVE
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FIERA BIMU-MED
FIERA DI ESSEN
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FIERA EXPOLASER
FIERA LAMIERA
FIERA MCM
FIERA MECFORPACK
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FIERA MOTORSPORT EXPOTECH
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FIERA TTEXPO
FIERA VENMEC
G.B.C. INDUSTRIAL TOOLS
G.E.INSPECTION TECHNOLOGIES
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HARMS & WENDE
HYPERTHERM Europe B.V.
IGUS
INE
ITALARGON
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LINCOLN ELECTRIC ITALIA
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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
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Via G. Tarra, 5 - 20125 MILANO
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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
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Via Friuli, 5 - 20046 BIASSONO (MI)
Via Serio, 16 - 20139 MILANO
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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)
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Via Vo’ di Placca, 56 - 35020 DUE CARRARE (PD)
Zona Industriale - 89811 PORTO SALVO (VV)
Via Isonzo, 26 - 20050 SAN DAMIANO DI BRUGHERIO (MI)
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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)
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Josef-Schüttler-Strasse, 17 - 78224 SINGEN (Germania)
Via Piave, 33 - Z.I. - 17047 VADO LIGURE (SV)
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Via Circonvallazione, 7 - 10080 VICO CANAVESE (TO)
Via del Lavoro, 8 - 36020 CASTEGNERO (VI)
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Viale Europa, 40 - 41011 CAMPOGALLIANO (MO)
Via Nazionale, 50a - 70 - 23885 CALCO (LC)
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