2008 - Istituto Italiano della Saldatura
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2008 - Istituto Italiano della Saldatura
Istituto Italiano della Saldatura - Lungobisagno Istria, 15 - 16141 Genova (Italia) - Tariffa R.O.C.: "Poste Italiane SpA- Sped. A.P.-D.L.353/2003 (conv. in L. 27/02/2004 n.46) art.1 comma 1, DCB Genova" Tassa Pagata - Taxe Perçue ordinario - Contiene IP Bimestrale Novembre-Dicembre 2008 ISSN:0035-6794 60 °a nn 1 9 4 8 od -2 i pu 0 0 60° bb 8 an 194 lica no 8 zio di p 20 ne ub 08 blic azi Organo Ufficiale dell’Istituto Italiano della Saldatura - anno LX - N. 6 * 2008 Numero 6 2008 I n q u e s t o n u m e ro : A p p l i c a z i o n i d e l l e n u o ve s o r g e n t i l a s e r i n f i b ra a l l a l a vo ra z i o n e d i a c c i a i a l t o re s i s t e n z i a l i p e r i l s e t t o re a u t o m o t i ve A p p l i c a z i o n e d e l p ro c e s s o d i s a l d a t u ra a d e l e t t ro s c o r i a p e r l a p l a c c a t u ra i n t e r n a d i a p p a re c c h i a p re s s i o n e L a c r i c c ab i l i t à d a s o l i d i f i c a z i o n e Didattica L a s a l d a t u ra a d a rc o e l e t t r i c o d e l l e l e g h e d i a l l u m i n i o c o n p ro t ez i o n e g a s s o s a ESARC: dal semplice lavoro artigiano alle più complesse costruzioni saldate www.mediapartner.it IL SERVIZIO VINCENTE Un serv servizio vizio tecnico qualificato, una logistica a flessibile e puntuale, punttuale, la migl miglior lior assistenza assistenzza pre e post-vendita. post--vendita. 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Saldatura - n. 6 - Novembre / Dicembre 2008 prestigioso, localizzazione esotica. Un degno rivale! E tuttavia…….. L’informazione è stata disseminata accuratamente e direttamente, in Italia e nel mondo. E non è ancora finita. Venezia è un asset notevole, da tutti i punti di vista: culturale, turistico, culinario ed enologico, ecc., ecc.. Il mese di Maggio, dal punto di vista climatico, non è male: potenzialmente tiepido e ventilato. Ideale per i Germani, i Nordici e gli assimilabili, anche non europei. Le quote di partecipazione, infine, del tutto compatibili con il settore metalmeccanico a cui si rivolge e con le consuete agevolazioni per Soci, Figure Professionali e Aziende Certificate. E poi i contenuti! Una fucilata di due giorni alla frontiera della conoscenza, in tutti i settori! Chi ha avuto modo di scorrere il programma non può non convenirne. Si prende l’avvio con la Cerimonia di Apertura, con economia, ricerca e informatica. Presentate al top della competenza: Dott. K. Middeldorf, Direttore Generale dell’Istituto Tedesco della Saldatura; Prof. L. Quintino, Direttore Generale dell’European Welding Federation; Prof. R. Molfino, Presidente dell’Associazione Italiana di Robotica e Automazione. Seguono le Sessioni Tecniche parallele: Saldabilità dei materiali innovativi; Affidabilità di componenti e strutture; Processi di saldatura tradizionali ed avanzati; Gestione della fabbricazione; Automazione, robotica e sensoristica; Diagnostica e prove non distruttive avanzate. I titoli delle Memorie (tutte rigorosamente su invito) e gli Autori (italiani e stranieri, tutti professionisti di riconosciuta competenza internazionale) qualificano da soli il valore degli argomenti presentati. Solo per i compatrioti gli usuali corsi su temi attuali e, insieme, rilevanti. Sarà veramente difficile scegliere cosa seguire e a cosa rinunciare. Come sempre! Ma questa volta di più. Come, del resto, anche la qualità e la quantità degli Sponsor confermano. L’impegno è stato notevole, il risultato………..beh, provare per credere. Al termine di questa mia breve esposizione, mi sorge tuttavia spontanea una domanda: Ma poi perché solo 1000? Dott. Ing. Mauro Scasso Segretario Generale IIS ANNO LX Novembre-Dicembre 2008 Pubblicazione bimestrale DIRETTORE RESPONSABILE: Ing. Mauro Scasso REDATTORE CAPO: Geom. Sergio Giorgi REDAZIONE: Sig.ra Deborah Testoni, P.I. Maura Rodella PUBBLICITÀ: Sig. Franco Ricciardi Organo Ufficiale dell'Istituto Italiano della Saldatura Abbonamento annuale 2008: Italia: .......................................... € 90,00 Estero: ........................................ € 155,00 Un numero separato: ................ € 20,00 Sommario Articoli 6 775 In Austria a Graz nel Luglio 2008 il 61° Congresso Annuale dell’Istituto Internazionale della Saldatura - G. COSTA 793 Applicazioni delle nuove sorgenti laser in fibra alla lavorazione di acciai altoresistenziali per il settore automotive - E. CAPELLO, D. COLOMBO, B. PREVITALI 805 Applicazione del processo di saldatura ad elettroscoria per la placcatura interna di apparecchi a pressione - F. FORONI et al. 821 La costruzione del template per la gigantesca piattaforma Tombua Landana E. DE MAN, A. VAN AARTSEN 831 La criccabilità da solidificazione - M. MURGIA International Institute of Welding (IIW) 843 Welding of the high grade pipeline-steel X80 and description of different pipeline-projects - S. FELBER 869 La saldatura ad arco elettrico delle leghe di alluminio con protezione gassosa La Rivista viene inviata gratuitamente ai Soci dell’Istituto Italiano della Saldatura. IIS Didattica Direzione - Redazione - Pubblicità: Lungobisagno Istria, 15 - 16141 Genova Telefono: 010 8341333 Telefax: 010 8367780 e-mail: [email protected] web: www.iis.it Rubriche 881 Scienza e Tecnica Importanti novità nel dimensionamento dei giunti flangiati - F. TEMPORINI 883 IIS News La ricerca in saldatura: qualcosa si muove! - A. LAURO 1st International Conference on Welding Technologies ’09 - R. RUSSO 887 IIW-EWF Notizie 893 Economia e Finanza Prezzi e Costi - M. SCASSO 895 Salute, Sicurezza e Ambiente Cosa nascondono le parole? - T. LIMARDO 897 Dalle Aziende 905 Notiziario Letteratura tecnica Codici e norme Corsi Mostre e convegni 915 Ricerche bibliografiche da IIS-Data Saldatura laser 919 Indice 2008 924 Elenco degli Inserzionisti Rivista associata Registrazione al ROC n° 5042 - Tariffa R.O.C.: “Poste Italiane S.p.A. - Spedizione in Abbonamento Postale D.L. 353/2003 (conv. in L. 27/02/2004 n° 46) art. 1 comma 1, DCB Genova” - Fine Stampa Dicembre 2008 Aut. Trib. Genova 341 - 20.4.1955 Progetto grafico: Marcs & Associati srl - Rozzano (MI) Fotocomposizione e stampa:ALGRAPHY S.n.c.- Genova Tel 010 8366272, Fax 010 8358069 - www.algraphy.it L’istituto non assume responsabilità per le opinioni espresse dagli Autori. La riproduzione degli articoli pubblicati è permessa purché ne sia citata la fonte, ne sia stata concessa l’autorizzazione da parte della Direzione della Rivista, e sia trascorso un periodo non inferiore a tre mesi dalla data della pubblicazione. La collaborazione è aperta a tutti, Soci e non Soci, in Italia e all’Estero. La Direzione si riserva l’accettazione dei messaggi pubblicitari. Ai sensi dell’art. 10 della Legge 675/96, i dati personali dei destinatari della Rivista saranno oggetto di trattamento nel rispetto della riservatezza, dei diritti della persona e per finalità strettamente connesse e strumentali all’invio della pubblicazione e ad eventuali comunicazioni ad esse correlate. In copertina Oggi, dopo ben 58 anni di attività, di vera specializzazione nella produzione di elettrodi per saldatura, Esarc Spa si propone alla clientela del settore, sia questa il più importante Cantiere Navale Italiano, un minuscolo ma esigente artigiano o la rivendita più specializzata, contando su tre storici punti di forza: • Flessibilità, di programmazione e produzione; • Affidabilità, per quanto riguarda i termini di consegna; • Disponibilità, nel soddisfare necessità e desideri della clientela, con la nostra completa gamma di materiali d’apporto per la saldatura. Seventh European Congress on Joining Technology Fifth edition of Italian Welding Days Venezia Lido 21– 22 Maggio 2009 www.gns5-eurojoin7.it Istituto Italiano della Saldatura In Austria a Graz nel Luglio 2008 il 61° Congresso Annuale dell’Istituto Internazionale della Saldatura G.Costa * Sommario / Summary Il Sessantunesimo Congresso Annuale dell’International Institute of Welding si è svolto a Graz, in Austria, dal 6 all’11 Luglio 2008; erano presenti oltre settecento partecipanti, tra esperti, ricercatori, tecnici e accompagnatori, di quarantasei Paesi. Nel corso di un centinaio di sedute delle numerose Unità di Lavoro dell’IIW sono stati studiati e discussi circa quattrocento documenti, raccomandazioni, linee guida e progetti di norma, oltre cento dei quali sono stati raccomandati per pubblicazione o trasmessi all’ISO e al CEN. Buon successo hanno ottenuto anche la Conferenza Internazionale “Safety and reliability of welded components in energy and processing industry”, alcuni seminari specialistici, nonché vari eventi sociali e visite scientifiche e tecniche in città e nei dintorni. È stato inoltre parzialmente rinnovato il Consiglio di Amministrazione, è divenuto operativo il nuovo Presidente per il prossimo triennio, il Prof. Dott. Ing. Ulrich Dilthey (Germania), e sono stati ammessi nell’IIW due nuovi Paesi Membri, la Lituania e la Turchia. * The 61st Annual Assembly of International Institute of Welding was held in Graz, in Austria, from 6th to 11th July 2008. It was attended by more than seven hundred experts, researchers, engineers and accompanying persons of forty-six countries. IIW Working Units hold around one hundred meetings; some four hundred documents, recommendations, guidelines and draft standards were studied and discussed and more than hundred of them were recommended for publication or transmitted to ISO and CEN. The Assembly included also the International Conference “Safety and reliability of welded components in energy and processing industry”, a number of seminars, several social events and scientific and technical visits in the surroundings. The Board of Directors was partially renewed and started with his three years office the new President, Prof. Dr. Ing. Ulrich Dilthey (Germany). Two new Member Countries, Lithuania and Turkey, entered IIW. Keywords: IIW; symposia. Istituto Italiano della Saldatura - Genova. Riv. Ital. Saldatura - n. 6 - Novembre / Dicembre 2008 775 G. Costa - In Austria a Graz nel Luglio 2008 il 61° Congresso Annuale dell’Istituto Internazionale della Saldatura O ltre settecento specialisti di tecniche di giunzione, affini e connesse, hanno partecipato al 61° Congresso Annuale dell’International Institute of Welding (www.iiw-iis.org) svoltosi dal 6 all’11 Luglio 2008 in Austria a Graz. Questa incantevole città è la capitale della Stiria, stato confederato dell’Austria sud-orientale; essa vanta un centro storico di particolare bellezza (Fig. 1 e 2), uno dei maggiori insiemi storici e architettonici intatti del mondo germanico, che figura nell’elenco dei Patrimoni dell’Umanità dell’UNESCO e che le è valso il titolo di Capitale Europea della Cultura 2003, ma è anche una moderna città industriale e universitaria, la seconda dell’Austria in ordine di grandezza. Per la sua posizione geografica adempie oggi, come già fece nel passato, alla funzione di mediatrice tra i paesi dell’Europa occidentale e quelli dell’Europa sud-orientale. Graz è nata su una collina rocciosa all’altezza di 330 m lungo la riva del fiume Mur, dove esistono tracce di alcuni passaggi umani durante il periodo post-neolitico. Tuttavia, la storia dell’area non possiede segni evidenti e continui di significativi insediamenti abitativi, fino al periodo medievale e più esattamente al 1128, anno in cui appaiono i primi documenti relativi alla città. In questo periodo Graz, il cui nome pare significare “piccolo castello”, era sotto il governo dei duchi di Badenburg, che la svilupparono in un importante centro di commercio e culturale, tra diverse tradizioni europee, come quelle tedesco-alpina, magiara, slava, francese e latina in genere. Successivamente, Graz venne assorbita dal governo dei giovani Asburgo, mentre nel 1281 il re Rodolfo I la servì di importanti e speciali privilegi amministrativi. Il suo sviluppo economico e culturale fu tale che, nel giro di un secolo, Graz divenne la residenza degli Asburgo, che dal castello di Schlossberg, sulla cima della collina di Graz, 776 Riv. Ital. Saldatura - n. 6 - Novembre / Dicembre 2008 Figure 1 e 2 - Il centro storico di Graz e la Torre dell’Orologio del castello visti dal cielo. governarono la Stiria, la Carinzia, parte dell’Italia (come Gorizia e Trieste) e della Slovenia. La città divenne pertanto la principale residenza degli Asburgo sino al 1619. Sin da allora e, in particolare, nel XVI secolo, essa divenne anche il centro culturale preferito dei maggiori architetti europei, la maggior parte proveniente dall’Italia. Fu in questo periodo che Graz divenne anche il principale punto di difesa contro le minacce provenienti dal sud-est europeo e una delle maggiori città del sapere europeo, dove venivano praticate l’astronomia (Giovanni Keplero ci visse e studiò per un certo periodo), le scienze e l’arte. Tale aspetto culturale e scientifico di Graz non poteva non essere con- diviso e confermato dalla edificazione di importanti istituzioni come la Karl Franzens Universität Graz, fondata nel 1585 dall’Arciduca Carlo II. Durante le guerre napoleoniche la città venne invasa dai francesi, che vi entrarono nel 1809. Fu in questo periodo che i cittadini della città assicurarono la sopravvivenza dei propri monumenti acquistando i due principali punti di riferimento di Graz: la distintiva struttura della Torre dell’Orologio (Fig. 2), che dà sulla piazza principale, e il campanile dello Schlossberg. Per quanto riguarda gli aspetti artistici, Graz si situa all’altezza delle grandi città europee, possedendo testimonianze che vanno dal periodo gotico a quello rina- G. Costa - In Austria a Graz nel Luglio 2008 il 61° Congresso Annuale dell’Istituto Internazionale della Saldatura TABELLA I - Missione e Paesi Membri dell’IIW nel 2008 Missione L’IIW costituisce la rete mondiale per contatti e scambi di conoscenze su scienza e applicazioni delle tecnologie di giunzione per migliorare la qualità globale della vita. Il suo campo tecnico comprende giunzione, taglio e trattamenti superficiali di materiali metallici e non metallici, mediante processi come saldatura, brasatura, taglio termico, metallizzazione, incollaggio, microsaldatura, e abbraccia settori connessi come assicurazione della qualità, prove non distruttive, normazione, ispezione, formazione, addestramento, progettazione, fabbricazione, salute, sicurezza e ambiente. In questo campo tra i suoi scopi principali ci sono: sviluppare le migliori pratiche applicative e la normalizzazione su aspetti applicativi e relativi a salute, sicurezza ed ambiente; identificare, sviluppare ed applicare i sistemi IIW di formazione, addestramento, qualificazione e certificazione su base globale; promuovere l’IIW e i suoi Paesi Membri in varie regioni del mondo; fornire supporto e servizi ai suoi membri e ad altre organizzazioni internazionali; sviluppare, curare e pubblicare documenti, periodici e testi. L’IIW, fondato nel 1948 da 13 Paesi, tra cui l’Italia, è una associazione internazionale senza scopo di lucro di legge francese con sede a Parigi ed è governato da una Assemblea Generale cui partecipano gli istituti membri, che ne sostengono sostanzialmente il funzionamento con la loro quota di iscrizione e con il supporto scientifico e tecnico dei loro delegati. Il membro di riferimento italiano è l’Istituto Italiano della Saldatura. Attualmente i Paesi Membri sono cinquantatre di tutti i cinque continenti abitati, come sotto riportato. I lavori vengono svolti in venticinque Commissioni tecniche, Comitati Ristretti e Gruppi di Studio, nonché nello IAB (International Authorization Board). Africa Egitto, Libia, Nigeria, Sudafrica, Tunisia Asia Cina, Corea, Giappone, India, Indonesia, Iran, Israele, Libano, Malesia, Pakistan, Singapore, Thailandia, Turchia, Vietnam America Argentina, Brasile, Canada, Messico, Stati Uniti d’America Europa occidentale Austria, Belgio, Danimarca, Finlandia, Francia, Germania, Inghilterra, Italia, Norvegia, Olanda, Portogallo, Spagna, Svezia, Svizzera Europa orientale Bulgaria, Croazia, Grecia, Lituania, Polonia, Repubblica Ceca, Romania, Russia, Serbia, Slovacchia, Slovenia, Ucraina, Ungheria Oceania Australia, Nuova Zelanda scimentale e barocco, sino a quello più recente dell’Art Nouveau. Tra vivacità giovanile, cultura, università e industria essa è oggi una delle principali e più significative artefici dello sviluppo della nazione austriaca. Tornando al Congresso Annuale dell’IIW, esso ha riscosso un notevole suc- cesso, non soltanto per la buona partecipazione ma, soprattutto, per i suoi contenuti scientifici e tecnici. Erano presenti alla manifestazione esperti provenienti dall’industria, dall’università, da centri di formazione, da istituti di ricerca e da varie organizzazioni governative e private di quasi tutti i cinquantatre Paesi membri delI’IIW (Tab. I) e di altri ancora. La delegazione dell’Istituto Italiano della Saldatura (www.iis.it), che ha come sempre attivamente partecipato ai lavori, comprendeva il Vice Segretario Generale, l’Ing. Alberto Lauro, l’Ing. Michele Murgia, responsabile della Di- Figura 3 - Il Consiglio di Amministrazione e parte della platea alla Cerimonia Inaugurale. Riv. Ital. Saldatura - n. 6 - Novembre / Dicembre 2008 777 G. Costa - In Austria a Graz nel Luglio 2008 il 61° Congresso Annuale dell’Istituto Internazionale della Saldatura Figura 4 - Da sinistra: benvenuto del Prof. Dr. Horst Cerjak, Presidente del Comitato Organizzatore Austriaco, all’inizio della Cerimonia Inaugurale e indirizzi di saluto di Mr. Siegfried Nagl, Sindaco di Graz, e del Dr. Knut Consemüller, Presidente del Consiglio Austriaco per la Ricerca e lo Sviluppo Tecnologico. visione Formazione, l’Ing. Stefano Botta, l’Ing. Gian Luigi Cosso, l’Ing. Luca Costa, l’Ing. Marcello Mandina e l’Ing. Stefano Morra, esperti rispettivamente di strutture metalliche, di calcoli strutturali, di salute, sicurezza e ambiente, di attrezzature in pressione e metallurgia e di certificazione di aziende e personale. Nel corso dei lavori congressuali sono stati studiati e discussi circa quattrocento documenti, raccomandazioni, linee guida e progetti di norme, un centinaio dei quali sono stati finalizzati e sono stati raccomandati per pubblicazione sulla rivista dell’IIW “Welding in the World” o trasmessi all’ISO e al CEN. La Cerimonia Inaugurale (Figg. 3 e 4), tenuta nel Palazzo dei Congressi di Graz, è stata aperta dal benvenuto del Prof. Dr. Horst Cerjak, Presidente del Comitato Organizzatore Austriaco, cui hanno fatto seguito gli indirizzi di saluto di Mr. Siegfried Nagl, Sindaco di Graz, e del Dr. Knut Consemüller, Presidente del Consiglio Austriaco per la Ricerca e lo Sviluppo Tecnologico, sotto il cui patronato è stato organizzato il congresso. Hanno fatto seguito il Presidente uscente dell’IIW Christopher Smallbone (Fig. 5), che ha sottolineato l’eccezionalità di questo sessantunesimo congresso ed ha dichiarato aperti i lavori, e l’Amministratore Delegato dell’IIW, André Charbonnier, che ha condotto la cerimonia di assegnazione dei premi e riconoscimenti IIW (Fig. 6) consegnati ai vincitori a nome delle varie delegazioni nazionali che li hanno proposti e li sponsorizzano. Figura 5 - Da sinistra: Mr. Christopher Smallbone, Presidente uscente dell’IIW, apre i lavori e Mr. André Charbonnier, Amministratore Delegato IIW, conferisce i premi e i riconoscimenti IIW per il 2008. 778 Riv. Ital. Saldatura - n. 6 - Novembre / Dicembre 2008 La Cerimonia Inaugurale è stata seguita da un programma di brani scelti dal Flauto Magico di W. A. Mozart, eseguiti dall’Orchestra e dai Cantori dell’Università della Musica e delle Arti Drammatiche di Graz (una delle quattro tra quelle scientifiche, tecniche ed umanistiche della città), diretta dal Prof. Wolfgang Schmid (Fig. 7), e da un ricco ricevimento offerto nella Sala della Musica da Camera e nel Foyer del Palazzo dei Congressi. Nell’ambito del congresso si è anche svolta, dal 10 all’11 Luglio 2008, la Conferenza Internazionale “Safety and reliability of welded components in energy and processing industry”, che è stata aperta dalla interessante Houdremont Lecture “The role of welding in power generation industry”, tenuta dal Prof. Dr. Horst Cerjak (Austria, Fig. 8). È seguita la presentazione, in ben ventisei sessioni distinte, di oltre un centinaio di memorie che hanno consentito un ampio ed approfondito scambio di conoscenze e di vedute tra ricercatori, progettisti ed utilizzatori. In particolare, con riferimento al tema della conferenza, sono stati approfonditi argomenti quali processi, apparecchiature e procedure di saldatura, automazione e robotizzazione, materiali base, d’apporto e saldabilità, salute e sicurezza, sistemi di qualità e prove non distruttive, aspetti economici ed ecologici, corrosione e tribologia, sviluppi normativi e applicazioni (termiche, idrauliche e nucleari), formazione e qualificazione. Nell’ambito del congresso sono anche stati organizzati vari eventi sociali (Fig. 9) e visite scientifiche, tecniche, turi- G. Costa - In Austria a Graz nel Luglio 2008 il 61° Congresso Annuale dell’Istituto Internazionale della Saldatura Figura 6 - I vincitori dei premi IIW per il 2008, con il Presidente uscente dell’IIW. Da sinistra: Dr. Pingsha Dong, Prof. Bill Lucas, Dr. Mehran Maalekian, Dipl. Ing. Dr. techn. Peter Mayr, Dr. Seung Hwan C. Park, Mr. Carl-Gustaf Lindewald, Mr. Christopher Smallbone, Prof. Stephen Maddox. Figura 7 - L’Orchestra e i Cantori dell’Università della Musica e delle Arti Drammatiche di Graz diretta dal Prof. Wolfgang Schmid al termine della loro esecuzione. stiche e naturalistiche, che hanno consentito ai partecipanti di apprezzare il calore e lo stile dell’ospitalità austriaca, nonché le risorse e le bellezze del territorio. L’attività delle Unità di Lavoro ha compreso un centinaio di riunioni delle sedici Commissioni Tecniche (Tab. II), degli organi dell’International Authori- TABELLA II - Commissioni Tecniche dell’IIW N. Figura 8 - Il Prof. Dr. Horst Cerjak (Austria), a destra, riceve la Targa Houdremont dal Capo della Delegazione Tedesca Prof. Dr. Ing. Ulrich Dilthey, Presidente entrante dell’IIW. Presidente I Thermal cutting and allied processes V. Kujanpää (Finland) II Arc welding and filler metals V. van der Mee (Netherlands) III Resistance welding, solid state welding and allied joining processes U. Miro (Slovenia) IV Power beam processes E. D. Levert (United States) V Quality control and quality assurance of welded products P. Benoist (France) VI Terminology D. Rippegather (Germany) Health, safety and environment L. Costa (Italy) IX Behaviour of metals subjected to welding T. Boellinghaus (Germany) X Structural performances of welded joints - Fracture avoidance M. Koçak (Germany) XI Pressure vessels, boilers and pipelines M. Prager (United States) XII Arc welding processes and production systems W. Lucas (United Kingdom) XIII Fatigue of welded components and structures G. Marquis (Finland) XIV Education and training U. Hadrian (Switzerland) XV Design, analysis and fabrication of welded structures R. Shaw (United States) XVI Polymer joining and adhesive technology C. Wu (United States) XVII Brazing, soldering and diffusion bonding W. Miglietti (United States) VIII Figura 9 - Eventi sociali: la Serata Austriaca nel Castello Schlossberg e il Banchetto nella Sala della Musica da Camera. Titolo Riv. Ital. Saldatura - n. 6 - Novembre / Dicembre 2008 779 G. Costa - In Austria a Graz nel Luglio 2008 il 61° Congresso Annuale dell’Istituto Internazionale della Saldatura TABELLA III - Missione e Paesi Membri dell’International Authorization Board dell’IlW Missione La missione dello IAB è quella di sviluppare ed applicare il sistema IIW di formazione, addestramento, qualificazione e certificazione di personale ed aziende su base globale. In particolare lo IAB ha lo scopo di preparare e gestire il sistema di garanzia della qualità che controlla il funzionamento del sistema e di pubblicare le linee guida che ne sono alla base, in quanto definiscono i requisiti minimi per la formazione, l’addestramento, la qualificazione e la certificazione, così come le regole per gli esami. Per assicurare il funzionamento del sistema, lo IAB nomina in ogni Paese un ANB, Authorized National Body, ed un ANBCC, Authorized National Body for Company Certification, che rispettivamente supervisionano tutte le attività nazionali per il personale e per le aziende. Per quanto riguarda il personale, il sistema internazionale copre per il momento la qualificazione di cinque Figure di “fabbricazione”, tre Figure di “ispezione” ed altre, ma è in continua espansione; alcune qualificazioni sono tra l’altro richiamate in norme ISO e CEN. In particolare sono stati rilasciati, alla fine del 2007, oltre trentaseimila diplomi IIW di qualificazione del personale. L’attività di certificazione, sia del personale che delle aziende (per quest’ultime con riferimento all’ISO 3834), è appena partita, essendo state approvate all’inizio del 2008 le relative procedure, basate sull’esistente sistema EWF. Tutte le linee guida per la certificazione vengono elaborate da un apposito gruppo di lavoro (IAB WG6) presieduto dall’Ing. Stefano Morra dell’Istituto Italiano della Saldatura. L’Istituto Italiano della Saldatura è l’Authorized National Body e l’Authorized National Body for Company Certification del nostro Paese. I Paesi che partecipano al Sistema Internazionale dello IAB sono attualmente i quarantatre sotto indicati. Africa Egitto, Nigeria, Sudafrica Asia Cina, Giappone, India, Iran, Libano, Malesia, Singapore, Thailandia, Vietnam America Brasile, Canada, Messico, Stati Uniti Europa occidentale Austria, Belgio, Danimarca, Finlandia, Francia, Germania, Inghilterra, Italia, Islanda, Norvegia, Olanda, Portogallo, Spagna, Svezia, Svizzera Europa orientale Bulgaria, Croazia, Polonia, Repubblica Ceca, Romania, Russia, Serbia, Slovacchia, Slovenia, Ucraina, Ungheria Oceania Australia TABELLA IV - Composizione del Board of Directors dello IAB Presidente G. Hernandez (Spain) Chairman of Group A: Education, training and qualification C. Ahrens (Germany) Chairman of Group B: lmplementation and authorization J. Guild (South Africa) Europe representative S. Morra (Italy) Asia / Africa / Australia representative A. Chee Pheng (Singapore) America representative E. Whalen (Canada) zation Board (Tab. III e IV), dei Comitati Ristretti e dei Gruppi di Studio (Tab. V), nonché delle numerose Sottocommissioni e dei molti Gruppi di Lavoro cui partecipano specialisti ed esperti. Consistente è stato l’apporto scientifico e tecnico italiano, che oltre alla partecipazione alle discussioni delle Unità di Lavoro più interessanti, come le Com- 780 Riv. Ital. Saldatura - n. 6 - Novembre / Dicembre 2008 missioni di processo (IV e XII), di sicurezza (VIII), di saldabilità (IX) e di fabbricazione (XI e XV), ha compreso la presentazione di vari contributi, preparati del tutto o in parte da funzionari dell’Istituto. Nella Tabella IV è riportata la composizione del nuovo Consiglio di Amministrazione dello IAB con il nuovo Presi- dente ed il nuovo rappresentante dell’Europa, posizione per la quale è stato nominato l’Ing. Stefano Morra dell’Istituto Italiano della Saldatura. Al termine della settimana sono state approvate dalle Commissioni Tecniche, dai Comitati Ristretti e dai Gruppi di Studio circa 140 risoluzioni, comprese 105 per la pubblicazione sulla Rivista dell’IIW “Welding in the World” (Tab. VI) di documenti, sia d’Autore (Classe A) che approvati da Unità di Lavoro (Classe B) e due risoluzioni per la pubblicazione di volumi IIW. Tale materiale e gli atti della Conferenza Internazionale sono consultabili presso la Biblioteca IIS (www.weldinglibrary.com) e, così come tutte le altre pubblicazioni dell’IIW, possono essere richiesti all’Istituto Italiano della Saldatura (www.iis.it); i documenti più interessanti saranno anche considerati per la pubblicazione sui prossimi numeri della Rivista Italiana G. Costa - In Austria a Graz nel Luglio 2008 il 61° Congresso Annuale dell’Istituto Internazionale della Saldatura della Saldatura. Per quanto riguarda i Comitati Ristretti e i Gruppi di Studio è da segnalare la ricostituzione del Comitato Ristretto “Shipbuilding” (Tab. V), già attivo alcuni anni orsono. Da ricordare anche l’importante attività del Gruppo di Studio “Standardization” che, grazie al riconoscimento dell’IIW come International Standardizing Body da parte dell’ISO, gestisce tutta l’attività di normazione dell’IIW, finalizzando per pubblicazione, con il doppio logo IIW e ISO, le norme preparate dalle Commissioni Tecniche IIW (Tab. VII). TABELLA V - Comitati Ristretti e Gruppi di Studio dell’llW Titolo Presidente Aircraft T. Mustaleski (United States) Automotive M. Rethmeier (Germany) Communications and Marketing C. Mayer (France) Physics of welding (212) Y. Hirata (Japan) Quality management R. Zwaetz (Germany) Research L. Quintino (Portugal) Regional activities C. Smallbone (Australia) Shipbuilding R. Boekholt (Netherlands) Standardization D. Shackleton (United Kingdom) TABELLA VI - Risoluzioni delle Unità di Lavoro dell’IIW sulla pubblicazione di documenti COMMISSIONE II (Arc welding and filler metals) II-1673-08/II-C-368-08 “Properties of high-alloyed stabilized and unstabilized filler metals for the nuclear industry” by G. Posch, J.Tösch, F. Winkler, A. Holy was recommended as a Class A Technical paper for publication. II-1675-08/II-C-364-08 “Study of hot cracking behaviour of 14Cr-15Ni-2.5Mo Ti-modified fully austenitic stainless steels using Varestraint and hot ductility tests” by A.K. Bhaduri, G. Srinivasan, A. Klenk, B. Raj was recommended as a Class A Technical paper for publication. II-1676-08/II-C-367-08 “Mechanical testing for high strength pipe welds” by C. Dallam was recommended as a Class A Technical paper for publication. II-1677-08/II-C-366-08 “Evolution of Cr-Mo-V weld metal microstructure during creep testing - Part 2: P24 material” by S.T. Mandziej, A.Výrostková, M. Šolar was recommended as a Class A Technical paper for publication. II-1678-08/II-C-356-08 “Examination of joints of different weld metals” by J. Heinemann, J.Tuchtfeld was recommended as a Class A Technical paper for publication. II-1692-08/II-A-189-07 “Stress build-up and residual stress distribution in high strength steel welds” by L. Mráz, L. Karlsson, P. Mikula, M.Vrana was recommended as a Class A Technical paper for publication. II-1693-08/II-A-193-08 “Shielding gas oxygen additions as a means of curbing nitrogen degassing during the autogenous arc welding of nitrogen-alloyed stainless steel” by M. Du Toit, P.C. Pistorius was recommended as a Class A Technical paper for publication. II-1694-08/II-A-194-08 “Microstructure and creep rupture of P92-grade weld metal” by S.T. Mandziej, A.Výrostková, C.Chovet was recommended as a Class A Technical paper for publication. COMMISSIONE III (Resistance welding, solid state welding and allied joining processes) III-1474-08 “New friction surfacing application for stainless steel pipe” by Y. Katayama, M.Takahashi,T. Shinoda, K. Nanbu was recommended as a Class A Research paper (peer reviewed) for publication. III-1477-08/SC-Auto-09-08 “Extensive introduction of ultra high strength steels sets new standards for welding in the body shop” by J.K. Larsson, J. Lundgren, E. Asbjörnsson, H. Andersson was recommended as a Class A Technical paper for publication. III-1480-08/SC-Auto-11-08 “GeniusMFI IQR - A new inverter power supply with adaptive regulation system to assure the quality for resistance spot welding” by T. Jansen, J. Eggers, R. Bothfeld was recommended as a Class A Technical paper for publication. (segue) Riv. Ital. Saldatura - n. 6 - Novembre / Dicembre 2008 781 G. Costa - In Austria a Graz nel Luglio 2008 il 61° Congresso Annuale dell’Istituto Internazionale della Saldatura III-1481-08/SC-Auto-12-08 “Failure type of resistance spot welds is not characteristic of their strength” by M. Bouzekri, S. Dancette,T. Dupuy, A. Lens, B. Oultit Nait,V. Massardier, D. Fabregue, H. Klocker was recommended as a Class A Research paper (peer reviewed) for publication. III-1483-08/SC-Auto-14-08 “Influence of welding conditions on nugget formation in single sided resistance spot welding process” by H. Nishibata, M. Fukumoto, M. Uchihara was recommended as a Class A Research paper (peer reviewed) for publication. III-1485-08/SC-Auto-16-08 “Advantages of the electric servo-gun and its trend” by M. Kase, A. Mori,T. Izumi, A. Kondo was recommended as a Class A Technical paper for publication. III-1488-08 “Friction spot joining of high strength steel sheets for automotives” by R. Ohashi, M. Fujimoto, S. Mironov,Y.S. Sato, H. Kokawa was recommended as a Class A Technical paper for publication. III-1489-08 “The effect of ageing on the spot weld strength of AHSS and consequences for testing procedures” by S. Smith, N.J. Uijl Den,T. Okada,T. Van Der Veldt, M. Uchihara, K. Fukui was recommended as a Class A Research paper (peer reviewed) for publication. III-1491-08/SC-Auto-19-08 “A study on 3-layer roll projection welding of large area” by S.J. Na, J. Ahn, J.H. Kim was recommended as a Class A Technical paper for publication. III-1495-08 “Nondestructive evaluation of nugget diameter based on acoustic properties in spot welds” by M. Fujita, M. Ueno, C. Iwamoto, S. Satonaka was recommended as a Class A Research paper (peer reviewed) for publication. III-1507-08 “Computational tools for FSW: modelling and NDT system” by T. Santos, P. Vilaça, J. Santos Dos, L. Quintino was recommended as a Class A Research paper (peer reviewed) for publication. III-1510-08/Granjon-A1-2008 “Characterization and optimization of orbital friction welding of high carbon steel bars” by M. Maalekian was recommended as a Class A Research paper (peer reviewed) for publication. III-1511-08/Granjon-B2-2008 “Microstructures and Properties of Friction Stir Welded Stainless Steels” by S.H.C. Park was recommended as a Class A Research paper (peer reviewed) for publication. COMMISSIONE IV (Power beam processes) IV-956-08 “Properties of laser welded joints in duplex steel type SAF 2507” by F. Kolenic, P. Fodrek, P. Blazicek, L. Kovac, A. Bachar was recommended as a Technical paper for publication. IV-957-08 “New approach to the precise EB welding of gears for automotive industry” by F. Kolenic, D. Drimal, K. Ulrich, I. Kovarikova, E. Hodulova, M. Maronek was recommended as a Technical paper for publication. IV-958-08 “Laser beam welding of steel sheets treated by nitrooxidation” by M. Marônek, J. Bárta, R. Lazar, M. Dománková, I. Kovaríková was recommended as a Technical paper for publication. IV-960-08 “Duplex stainless steel for bridges construction: comparison between SAW and laser - GMA hybrid welding” by M. Fersini, S. Sorrentino, G. Zilli was recommended as a Technical paper for publication. IV-961-08 “Interaction between laser beam and arc in hybrid welding processes for dissimilar materials” by C.Thomy, F. Möller, G. Sepold, F. Vollertsen was recommended as a Technical paper for publication. IV-962-08 “Effect of laser-induced plume on laser beam focusing during remote welding” by S. Katayama, S. Oiwa, H. Ishida, N. Ozawa, M. Mizutani,Y. Kawahito was recommended as a Technical paper for publication. IV-963-08 “Single-pass laser-GMA hybrid welding of 13.5 mm thick duplex stainless steel” by E.M.Westin, K. Stelling, A. Gumenyuk was recommended as a Technical paper for publication. 782 Riv. Ital. Saldatura - n. 6 - Novembre / Dicembre 2008 (segue) G. Costa - In Austria a Graz nel Luglio 2008 il 61° Congresso Annuale dell’Istituto Internazionale della Saldatura IV-964-08 “Inclined laser welding of an austenitic stainless steel” by V. Kujanpää, M. Karhu was recommended as a Technical paper for publication. IV-965-08 “Welding thick steel plates with fibre lasers and GMAW” by F. Vollertsen, S. Grünenwaldd, M. Rethmeier, A. Gumenyuk, U. Reisgen, S. Olschock was recommended as a Technical paper for publication. IV-966-08 “Electron beam weldability of high carbon steel and alloy tool steel” by M. Okubo, H. Mitomi,T. Hasegawa was recommended as a Technical paper for publication. COMMISSIONE V (Quality control and quality assurance of welded products) V-1404-08 “Comprehensive diagnostics of parent metal and welded joints of steam pipeline bends” by A. Dubov, S. Kolokolnikov, A. Milyaev,V. Larin was recommended as a Class A Research paper (peer reviewed) for publication. V-1405-08 “Problems of welding residual stress testing and their solution based on using method of Metal Magnetic Memory” by A. Dubov, S. Kolokolnikov was recommended as a Class A Research paper (peer reviewed) for publication. V-1406-08 “Non-destructive microstructure characterization of materials states after thermal ageing, fatigue loads and neutron irradiation - A state of the art report from the German Nuclear Safety Research Program” by G. Dobmann was recommended as a Class A Research paper (peer reviewed) for publication. V-1407-08 “IIW Handbook on Phased Arrays” was recommended for publication as a Book - Class B. COMMISSIONE VIII (Health, safety and environment) VIII-2067-08 “Capture efficiency of integral fume extraction torches for GMA welding” by M. Marconi, A. Bravaccini was recommended as a Class A Technical paper for publication. VIII-2072-08 “Exposure to nitrogen oxides (NO/NO2) in welding” by V.E. Spiegel-Ciobanu was recommended as a Class A Technical paper for publication. VIII-2078-08 “Health and safety in fabrication and repair of welded components: aspects, impacts and compliance to regulations” by L. Costa was recommended as a Class A Technical paper for publication. COMMISSIONE IX (Behaviour of metals subjected to welding) IX-2261-08/IX-H-659-07 “Sandvik SAF 2707 HD® - a new hyper duplex stainless steel for welded applications” by P. Stenvall, M.L. Nyman was recommended as Technical paper for publication. IX-2264-08/IX-H-671-08 “Welded joint failure of austenitic creep resisting Cr-Mn steel” by P. Bernasovský, J. Országhová was recommended as Technical paper for publication. IX-2265-08/IX-H-672-08 “Influence of microfissures on fatigue life” by J. Hedegard, J.Wahlsten, M. Randelius, P. Nerman, M. Larsson was recommended as Research paper (peer reviewed) for publication. IX-2266-08/IX-H-673-08 “Repair welding of service exposed HP40-Nb (25/35 Cr/Ni) tubes” by J.Vekeman, M. De Waele was recommended as Technical paper for publication. IX-2268-08/IX-H-676-08 “Fracture toughness of welded commercial duplex stainless steel” by H. Sieurin, E.M. Westin, M. Liljas, R. Sandström was recommended as Research paper (peer reviewed) for publication. IX-2269-08/IX-H-681-08 “Developments in friction stir welding of stainless steel” by W.J. Kyffin, J.G. Perrett, J. Martin was recommended as Technical paper for publication. IX-2271-08/IX-H-683-08 “Analysis of solidification process of austenitic stainless steel weld metal using synchrotron radiation” by T. Osuki, M.Yonernura, K. Ogawa,Y. Komizo, H.Terasaki was recommended as Research paper (peer reviewed) for publication. (segue) Riv. Ital. Saldatura - n. 6 - Novembre / Dicembre 2008 783 G. Costa - In Austria a Graz nel Luglio 2008 il 61° Congresso Annuale dell’Istituto Internazionale della Saldatura IX-2272-08/IX-H-684-08 “Reaction in 304 austenitic stainless steel during friction stir welding using WC-based alloy tool” by Y.S. Sato, M. Muraguchi, H. Kokawa was recommended as Research paper (peer reviewed) for publication. IX-2273-08/IX-L-1016-08 “Numerical modelling of cold crack initiation and propagation in s 1100 ql steel root welds” by P. Wongpanya,TH. Boellinghaus, G. Lothongkum, H. Hoffmeister was recommended as Research paper (peer reviewed) for publication. IX-2274-08/IX-L-1017-08 “Creep properties correlation of modeled and real weld joints in the modified 9%Cr steel” by J. Koukal, M. Sondel, D. Schwarz was recommended as Research paper (peer reviewed) for publication. IX-2275-08/IX-L-1018-08 “Orbital friction welding of non-circular eutectoid steel components” by M. Maalekian was recommended as Research paper (peer reviewed) for publication. IX-2276-08/IX-L-1019-08 “Investigation of watergas welded joints for future decisions concerning old hydropower stations” by N. Enzinger, S.J. Heber, N. Gubeljak, J. Mayrhuber, H. Cerjak was recommended as Research paper (peer reviewed) for publication. IX-2277-08 “A comparison of residual stress in hammer peened, multipass steel welds - A514 (S690q) and S41500” by R. Simoneau, D.Thibault, J.L. Fihey was recommended as Research paper (peer reviewed) for publication. IX-2278-08/IX-L-1021-08 “Improvement of weld metal toughness in high heat input electro-slag welding” by Y. Kitani, R. Ikeda, M. Ono, K. Ikeuchi was recommended as Research paper (peer reviewed) for publication. IX-2279-08/IX-L-1022-08 “Effect of Ms temperature on residual stress in welded joints of high strength steel” by C. Shiga, H.Y.Yasuda, K. Hiraoka, H. Suzuki was recommended as Research paper (peer reviewed) for publication. IX-2280-08/IX-L-1023-08 “A method for evaluating the expected softening in the tempering zone during a welding process” by S.A. Kapl, C. Schmaranzer, R. Rauch was recommended as Research paper (peer reviewed) for publication. IX-2282-08/IX-L-1025-08 “Possibilities for joining dissimilar materials with bimetals” by K.Wichart was recommended as Technical paper for publication. IX-2284-08 “Thermo-mechanical modelling of friction stir spot welding using Abaqus” by S. Khosa,T.Weinberger, N. Enzinger was recommended as Research paper (peer reviewed) for publication. IX-2285-08 “A thermo-fluid modelling approach for computing temperature cycles and residual stresses in FSW” by T. De Vuyst,V. Madhavan, B. Ducoeur, A. Simar, B. de Meester, L. D’Alvise was recommended as Research paper (peer reviewed) for publication. IX-2286-08/IX-NF-06-08 “EBSD microstructure and material flow characterization of an AA6181 AA6181-T4 aluminium alloy to DP600 high strength butt steel friction stir butt-joint weld” by A. Kostka, R.S. Coelho, J. Santos Dos, A. Pyzalla was recommended as Research paper (peer reviewed) for publication. IX-2289-08/Granjon-B1-2008 “Evolution of microstructure and mechanical properties of the heat-affected zone in B-containing 9% chromium steels” by P. Mayr was recommended as Research paper (peer reviewed) for publication. IX-2290-08/IX-NF-20-08 “Effects of C content on intermetallic compound layer and joint strength in friction welding of Al alloy to steel” by K. Ikeuchi, M.Takahashi, H.Watanabe, M. Aritoshi was recommended as Research paper (peer reviewed) for publication. IX-2291-08/IX-L-1029-08 “Microstructural development during welding of silicon and aluminium based transformation induced plasticity (TRIP) steels - Inclusion and elemental partitioning analysis” by M. Amirthalingam, M.J.M. Hermans, I.M. Richardson was recommended as Research paper (peer reviewed) for publication. IX-2296-08/IX-L-1031-08 “Development of welding material for high heat input welding compatible with thick steel plates of 460 MPa yield point class for very large containerships” by Y. Hashiba, K. Sasaki,T. Kasuya,T. Inoue,Y. Funatsu was recommended as Research paper (peer reviewed) for publication. (segue) 784 Riv. Ital. Saldatura - n. 6 - Novembre / Dicembre 2008 G. Costa - In Austria a Graz nel Luglio 2008 il 61° Congresso Annuale dell’Istituto Internazionale della Saldatura IX-2298-08/IX-L-1032-08 “Effect of Ms temperature on residual stress in welded joints of high strength steel” by C. Shiga, H.Y.Yasuda, K. Hiraoka, H. Suzuki was recommended as Research paper (peer reviewed) for publication. COMMISSIONE X (Structural performances of welded joints - Fracture avoidance) X-1636-08 “Significance of strength mismatch in fracture performance evaluation of welded joints - Characterization of mismatch effect by the Weibull stress criterion” by F. Minami, M. Ohata,T. Manabe,Y. Chiba, K. Murayama was recommended as a Class A Research paper (peer reviewed) for publication. X-1640-08 “Fracture toughness evaluation of laser beam welded joints of 780 Mpa strength class steel” by Y.Takashima, M. Ohata, F. Minami was recommended as a Class A Research paper (peer reviewed) for publication. X-1641-08 “Inconsistency in ASTM E1290-CTOD and BS 7448-CTOD - investigation in the Japan Welding Engineering Society” by T.Tagawa, M. Ohata,Y. Kayamori,Y.Yamashita, K.Tsutsumi,T. Handa,T. Kawabata, H.Yoshinari, Y. Hagihara was recommended as a Class A Research paper (peer reviewed) for publication. X-1642r1-08 “Strength mismatch effect on steel weld HAZ toughness in CTOD and Charpy tests” by Y. Chiba, K. Murayama, S. Satoh, K. Miyashiro, M. Ohata, F. Minami was recommended as a Class A Research paper (peer reviewed) for publication. X-1643-08/XIII-2239-08 “Stress and fatigue analyses of laser welded “skin-clip” joints for aerospace applications” by S. Daneshpour, M. Koçak, F.S. Bayraktar, S. Riekehr was recommended as a Class A Research paper (peer reviewed) for publication. X-1645-08/XIII-2238-08 “Mechanical characterization and fatigue performance of laser and resistance spot welds” by S. Daneshpour, S. Riekehr, M. Koçak, C.H.J. Gerritsen was recommended as a Class A Research paper (peer reviewed) for publication. X-1649-08 “Evaluation of the best practice fracture toughness estimates based on the Charpy impact test in case of a HLES steel” by M. Bousseau was recommended as a Class A Research paper (peer reviewed) for publication. COMMISSIONE XI (Pressure vessels, boilers and pipelines) XI-899-08 “Automatic welding system characterized by high speed torch oscillation and hydraulic internal clamp for offshore pipelines” by H. Hosoda was recommended as a Technical paper for publication. XI-902-08/XII-1940-08 “Application of magnetic stir welding to dissimilar metal structural weld overlay” by T. Matsuoka, T.Yoshida, H.Yamaoka, C.C. Kim was recommended as a Technical paper for publication. XI-906-08/XII-1941-08 “Development of GTAW system using CO2 cooling for reducing residual stress” by Y. Ishizaki, S. Asai,T.Tanabe,Y.Yasuda, H.Takebayashi was recommended as a Technical paper for publication. COMMISSIONE XII (Arc welding processes and production systems) XII-1936-08 “Effect of flux ratio of flux-cored wire on wire melting behaviour and fume emission rate” by E.Yamamoto was recommended as a Class A Research paper (peer reviewed) for publication. XII-1937-08 “Development of AC GMA welding system using controlled bridge transfer process” by T. Era,T. Uezono, T. Ueyama, H.Yamamoto was recommended as a Class A Technical paper for publication. XII-1939-08 “Development of stainless steel welding wire for galvanized steel sheets” by S. Kodama,Y. Ishida, K. Asai, M. Mizumoto,T. Namekata was recommended as a Class A Research paper (peer reviewed) for publication. XII-1940-08/XI-902-08 “Application of magnetic stir welding to dissimilar metal structural weld overlay” by T. Matsuoka, T.Yoshida, H.Yamaoka, C.C. Kim was recommended as a Class A Technical paper for publication in Welding in the World. Ready for publication. (segue) Riv. Ital. Saldatura - n. 6 - Novembre / Dicembre 2008 785 G. Costa - In Austria a Graz nel Luglio 2008 il 61° Congresso Annuale dell’Istituto Internazionale della Saldatura XII-1941-08/XI-906-08 “Development of GTAW system using CO2 cooling for reducing residual stress” by Y. Ishizaki, S. Asai, T.Tanabe,Y.Yasuda, H.Takebayashi was recommended as a Class A Technical paper for publication in Welding in the World. Ready for publication. XII-1942-08 “Prediction of hot crack of T-joints in full penetration welding process” by M. Shibahara, H. Nagaki, S.Takaba, O.Yasuda, H. Serizawa, H. Murakawa was recommended as a Class A Research paper (peer reviewed) for publication in Welding in the World. Ready for peer review. XII-1943-08 “Design and optimisation of a novel on-torch fume extraction device using CFD and fluid simulation” by P. Cooper, A. Godbole, J. Norrish was recommended as a Class A Research paper (peer reviewed) for publication. XII-1950-08/Granjon-A2-2008 “Mechanism and implementation of double-electrode gas metal arc welding” by K. Li was recommended as a Class A Research paper (peer reviewed) for publication. COMMISSIONE XIII (Fatigue of welded components and structures) XIII-2154-07 “Fatigue behaviour of welded high strength steels after high frequency mechanical postweld treatments” by I.Weich,T. Ummenhofer,Th. Nitschke-Pagel, K. Dilger, H. Eslami was recommended as a Class A Research paper (peer reviewed) for publication. XIII-2216-08/XV-1285-08 “Suggested allowable equivalent stresses for fatigue design of welded joints according to the notch stress concept with reference radii rref = 1.00 and 0.05 mm” by C.M. Sonsino was recommended as a Class A Research paper (peer reviewed) for publication. XIII-2219-08 “Residual stress relaxation of quasi-staticaly and cyclicaly loaded welded high strength steels” by M. Farajian-Sohi, T. Nitschke-Pagel, K. Dilger was recommended as a Class A Research paper (peer reviewed) for publication. XIII-2226-08 “Practical application of the N-SIF approach in fatigue strength assessment of welded joints” by P. Lazzarin, G. Meneghetti, F. Berto, M. Zappalorto was recommended as a Research paper (peer reviewed) for publication. XIII-2229-08 “Cause identification of fracture in the steel pipe column of pedestrian bridge” by C. Miki, K. Ono, K.Yokoyama, T. Harada was recommended as a Class A Research paper (peer reviewed) for publication. XIII-2232-08 “Improvement of extremely low cycle fatigue strength of welded joints by toe finishing” by K.Tateishi,T. Hanji, S. Hanibuchi was recommended as a Research paper (peer reviewed) for publication. XIII-2237-08 “Initiation and propagation of cracks in welded joints subject to compression stress” by M. Bousseau,T. Millot was recommended as a Class A Research paper (peer reviewed) for publication. XIII-2238-08/X-1645-08 “Mechanical and fatigue behaviour of laser and resistance spot welds in advanced high strength steel” by S. Daneshpour, S. Riekehr, M. Koçak, C.H.J. Gerritsen was recommended as a Class A Research paper (peer reviewed) for publication. XIII-2239-08/X-1643-08 “Stress and fatigue analyses of laser welded “skin-clip” joints for aerospace applications” by S. Daneshpour, M. Koçak, F.S. Bayraktar, S. Riekehr was recommended as a Class A Research paper (peer reviewed) for publication. XIII-2240-08/XV-1289-08 “Guideline for the fatigue assessment by notch stress analysis for welded structures” by W. Fricke was recommended for publication as a Book - Class B. XIII-2244r1-08 “Fatigue tests and numerical analyses of a connection of steel sandwich plates” by W. Fricke, H. Paetzold, B. Zipfel was recommended as a Class A Research paper (peer reviewed) for publication. COMMISSIONE XV (Design, analysis and fabrication of welded structures) XV-1285-08/XIII-2216-08 “Suggested allowable equivalent stresses for fatigue design of welded joints according to the notch stress concept with reference radii rref = 1.00 and 0.05 mm” by C.M. Sonsino was recommended as a Class A Research paper (peer reviewed) for publication. (segue) 786 Riv. Ital. Saldatura - n. 6 - Novembre / Dicembre 2008 G. Costa - In Austria a Graz nel Luglio 2008 il 61° Congresso Annuale dell’Istituto Internazionale della Saldatura XV-1286-08 “Specification of dominant factors in high accurate prediction of welding distortion” by Y.C. Kim, J.Y. Lee, K. Inose was recommended as a Class A Research paper (peer reviewed) for publication. XV-1287-08 “Verification of validity and generality of dominant factors in high accurate prediction of welding distortion” by J.Y. Lee, K. Inose,Y.C. Kim was recommended as a Class A Research paper (peer reviewed) for publication. XV-1289-08/XIII-2240-08 “Guideline for the fatigue assessment by notch stress analysis for welded structures” by W. Fricke was recommended for publication as a Book - Class B. COMMISSIONE XVI (Polymer joining and adhesive technology) XVI-881-08 “Experiments regarding pressure grading and surface on laser transmission welding process” by H. Potente, L.Wilke, D. Bonefeld, C. Hage was recommended as a Class A Research paper (peer reviewed) for publication. XVI-882-08 “3D finite element modelling of contour laser transmission welding of polycarbonate” by M. Chen, G. Zak, P.J. Bates was recommended as a Class A Research paper (peer reviewed) for publication. XVI-884-08 “Saving cycle by means of intensive cooking during hot plate welding” by H. Potente,V. Schoppener, J. Schnieders, R. Hoffschlag, R. Govert was recommended as a Class A Research paper (peer reviewed) for publication. COMITATO RISTRETTO AUTO (Automotive) SC-Auto-09-08/III-1477-08 “Extensive introduction of ultra high strength steels sets new standards for welding in the body shop” by J.K. Larsson, J. Lundgren, E. Asbjörnsson, H. Andersson was recommended as a Class A Technical paper for publication. SC-Auto-11-08/III-1480-08 “GeniusMFI IQR - A new inverter power supply with adaptive regulation system to assure the quality for resistance spot welding” by T. Jansen, J. Eggers, R. Bothfeld was recommended as a Class A Technical paper for publication. SC-Auto-12-08/III-1481-08 “Failure type of resistance spot welds is not characteristic of their strength” by M. Bouzekri, S. Dancette,T. Dupuy, A. Lens, B. Oultit Nait,V. Massardier, D. Fabregue, H. Klocker was recommended as a Class A Research paper (peer reviewed) for publication. SC-Auto-14-08/III-1483-08 “Influence of welding conditions on nugget formation in single sided resistance spot welding process” by H. Nishibata, M. Fukumoto, M. Uchihara was recommended as a Class A Research paper (peer reviewed) for publication. SC-Auto-16-08/III-1485-08 “Advantages of the electric servo-gun and its trend” by M. Kase, A. Mori,T. Izumi, A. Kondo was recommended as a Class A Technical paper for publication. SC-Auto-19-08/III-1491-08 “A study on 3-layer roll projection welding of large area” by S.J. Na, J. Ahn, J.H. Kim was recommended as a Class A Technical paper for publication SC-Auto-20-08 “Friction stir spot welds between aluminium and steel automotive sheets: influence of welding parameters on mechanical properties and microstructure” by G. Figner, R.Vallant,T.Weinberger, H. Schröttner, H. Pasic, N. Enzinger was recommended as a Class A Research paper (peer reviewed) for publication. SC-Auto-22-08 “New brazing development in automotive industry” by A. Rabinkin was recommended as a Class A Research paper (peer reviewed) for publication. GRUPPO DI STUDIO 212 (Physics of welding) SG-212-1117-08 “Experimental studies and mathematical modelling of metal penetration in TIG and A-TIG stationary arc welding” by K.A.Yushchenko, D.V. Kovalenko, I.V. Krivtsun,V.F. Demchenko, I.V. Kovalenko, A.B. Lesnoi was recommended as a Class A Research paper (peer reviewed) for publication. SG-212-1118-08 “Wire melting behaviour of coaxial hybrid solid wire in pure Ar shielding gas” by T. Nakamura, K. Hiraoka was recommended as a Class A Research paper (peer reviewed) for publication. SG-212-1120-08 “A study on laser-matter interaction in laser-arc hybrid welding” by S.J. Na, J. Ahn was recommended as a Class A Research paper (peer reviewed) for publication. (segue) Riv. Ital. Saldatura - n. 6 - Novembre / Dicembre 2008 787 G. Costa - In Austria a Graz nel Luglio 2008 il 61° Congresso Annuale dell’Istituto Internazionale della Saldatura SG-212-1121-08 “Numerical simulation of diffusion of multiple metal vapors in A TIG arc plasma for welding of stainless steel” by K.Yamamoto, M.Tanaka, S.Tashiro, K. Nakata, E.Yamamoto, K.Yamazaki, K. Suzuki, A.B. Murphy, J.J. Lowke was recommended as a Class A Research paper (peer reviewed) for publication. SG-212-1122-08 “Visualizations of 2D temperature field of molten metal in arc welding process” by M.Tanaka, K.Waki, S.Tashiro, K. Nakata, E.Yamamoto, K.Yamazaki, K. Suzuki was recommended as a Class A Research paper (peer reviewed) for publication. SG-212-1125-08 “Observations on droplet and arc behaviour during pulsed GMAW” by B.Y.B.Yudodibroto, M.J.M. Hermans, G. Ouden Den, I.M. Richardson was recommended as a Class A Research paper (peer reviewed) for publication. SG-212-1127-08 “Numerical investigations of the influence of design parameters, gas composition and electric current in plasma arc welding (PAW)” by M. Schnick, U. Füssel, A. Spille-kohoff was recommended as a Class A Research paper (peer reviewed) for publication. SG-212-1128-08 “Magnetic control of arc plasma and its modeling” by K. Nomura, K. Morisaki,Y. Hirata was recommended as a Class A Research paper (peer reviewed) for publication. SG-212-1129-08 “On-line weld modelling tool- Recent developments” by Y.P.Yang,W. Zhang was recommended as a Class A Technical paper for publication. TABELLA VII - Risoluzioni delle Unità di Lavoro dell’IIW sulla normativa CIII-D03-08 A new CD draft of ISO 14271 (IIW Doc. III-1492-08) “Vickers hardness testing (low-force and microhardness) of resistance spot, projection and seam welds” was adopted unanimously by the National Delegates registered to this IIW Commission III. The document is submitted to IIW/WG-STAND for the DIS ballot. CVIII-D02-08 IIW document number VIII-2057r1-07 will be transmitted to ISO for publication as a Technical Report.Title of proposed report: “ISO TR xxxx - Health and safety in welding - Arc welding fume components related to welding processes and materials”. Postal ballot (results submitted later). CXV-D01-08 Proposal for a new ISO standard.Title of the proposed standard: “Static design procedure for welded hollow section joints-recommendation”. Scope: “Static resistances of welded uniplanar and multiplanar joints in lattice structures of circular, square or rectangular hollow section, and of uniplanar joints in lattice structures composed of hollow sections with en sections”. IIW Document Number XV-1281r1-08. Justification and aim of the document: Provide recommended design procedures for statically loaded welded joints for hollow sections.Target date first draft: 2008, July 9th.Target date first ballot: 2009 July 31st.Target date for final ballot: 2011 July 31st. CXV-D02-08 IIW document number XV-1281r1-08 will be transmitted to ISO for DIS balloting.Title of proposed standard: “Static design procedure for welded hollow section joints - Recommendations”. Figura 10 - La delegazione italiana all’Assemblea Generale: da sinistra, l’Ing. Alberto Lauro e l’Ing. Michele Murgia. 788 Riv. Ital. Saldatura - n. 6 - Novembre / Dicembre 2008 Da parte sua l’International Authorization Board (IAB) ha proseguito l’attività di gestione e aggiornamento del sistema internazionale per la Formazione, la Qualificazione e la Certificazione del Personale di Saldatura, nonché del Sistema per la certificazione delle Aziende (in accordo a ISO 3834), sistemi entrambi acquisiti dall’European Welding Federation (www.ewf.be), che ha iniziato tali attività all’inizio degli anni novanta. Il sistema internazionale per la Formazione e la Qualificazione dello IAB copre per il momento cinque Figure di “fabbricazione” (dall’ingegnere al saldatore), tre Figure di “ispezione”, l’ulteriore figura dell’International Welded Structures Designer, la figura di International Welder (Tab. VIII) ed è in continua espansione; esso è altamente considerato a livello internazionale, è supportato dall’industria e da organismi di formazione e certificazione ed apre la strada ad un “Sistema globale di formazione, qualificazione e certificazione del personale di saldatura”: le qualificazioni G. Costa - In Austria a Graz nel Luglio 2008 il 61° Congresso Annuale dell’Istituto Internazionale della Saldatura TABELLA VIII - Regole e linee guida di riferimento dello IAB Regole Generali per la Qualificazione del personale IAB-001-2000/EWF-416 Rules for the implementation of IIW Guidelines Linee guida per la Qualificazione di Figure di fabbricazione IAB-252-2005/EWF-409-410-411-451 Personnel with responsibility for Welding Coordination - International Welding Engineer (IWE) - Technologist (IWT) - Specialist (IWS) - Practitioner (IWP) IAB-089-2002/EWF-452-467-480-481 IW - International Welder Linee guida per la Qualificazione di Figure di ispezione IAB-041-2000/EWF-450 IWIP - International Welding Inspection Personnel - Comprehensive, Standard, Basic Linee guida per la Qualificazione di Altre figure IAB-201-04 International Welded Structures Designer Linee guida per la Certificazione di Figure di fabbricazione IAB-341-08 Rules for Implementation of IIW Scheme for Certification of Personnel with Welding Coordination Responsibilities Linee guida per la Certificazione delle Aziende in accordo a ISO 3834 IAB -337-08 Interpretation and Implementation of ISO 3834 Requirements IAB -338-08 Supplement for the Implementation of ISO 3834 oriented to Welded Products IAB -339-08 Rules for ANBCCs Operating the IIW Manufacturer Certification Scheme IAB -340-08 ANBCC’s Assessment of Manufacturers of Welded Products Operating the IIW Manufacturer Certification Scheme N. B.: è in corso lo sviluppo di ulteriori linee guida: • International Welding Instructor • Distance Learning • Mechanised Welding Operator • Mechanical Destructive Tester TABELLA IX - Membri del Technical Management Board dell’IIW Presidente Eletti dal Board of Directors Dr. C. Wiesner (United Kingdom) Prof. A. K. Bhaduri (India) Mr. T. Mustaleski (United States) Prof. K. Nishimoto (Japan) Prof. A. Scotti (Brazil) Dr. C. Wiesner (United Kingdom) Dr. D. Shackleton (United Kingdom) Dr. C. Wu (United States) Rappresentanti delle Unità di Lavoro IIW Group 1-Processes Prof. Y. Hirata (Japan, Pres. SG 212) Mr. E. Levert (United States) Group 2-Structural Integrity Prof. G. Marquis (South Africa, Pres. C. XIII) Dr. M. Prager (United States) Group 3-Human Factors Dr. L. Costa (Italy, Pres. C. VIII) Segreteria IIW Mr. A. Charbonnier (France) Figura 11 - Consegna della bandiera per il Congresso IIW 2009 a Singapore. Da sinistra: Prof. Dr. Horst Cerjak, Prof. Dr.-Ing. Ulrich Dilthey, Mr. Chee Pheng Ang and Mr. Christopher Smallbone. Riv. Ital. Saldatura - n. 6 - Novembre / Dicembre 2008 789 G. Costa - In Austria a Graz nel Luglio 2008 il 61° Congresso Annuale dell’Istituto Internazionale della Saldatura TABELLA X - Gruppi delle Unità di Lavoro dell’IIW rappresentate nel TMB TABELLA XI - Membri del Board of Directors dell’IIW Presidente Group 1 “Processes” Group 2 “Structural Integrity” Group 3 “Human Factors” U. Dilthey (Germany) Tesoriere CI CV C VI D. Kotecki (United States) Vicepresidenti C III CX C XIV C II C IX C VIII C IV C XI SC QUAL C XII C XIII SG RES C XVI C XV SG 212 SC AIR Q. Chen (P.R. China) B. de Meester (Belgium) L. Quintino (Portugal) Consiglieri H. Cerjak (Austria) Chee Pheng Ang (Singapore) G. Hernandez (Spain) T. Miyata (Japan) B. Raj (India) R. W. Shook (United States) K. Yushchenko (Ukraine) Presidente Emerito C. Smallbone (Australia) Amministratore Delegato SC AUTO delle prime figure sono tra l’altro richiamate in norme ISO e CEN. A questo proposito lo IAB ha creato un gruppo permanente per seguire la promozione del sistema di qualificazione e certificazione IIW e sta aggiungendo all’attività di qualificazione e certificazione del personale quella di certificazione delle aziende, sempre sulla base dell’esistente sistema EWF. Per quanto riguarda l’ulteriore sviluppo scientifico e tecnico dell’IIW è da riportare che sono stati eletti o rieletti i Presidenti in scadenza di dieci Unità di Lavoro, le Commissioni I, III, IV, V, VI, IX, XVII, dei Comitati ristretti “Aircraft” e “Automotive” e del Gruppo di Studio “Physics of welding” (Tab. V). Anche il Consiglio di Gestione Tecnica (Technical Management Board, TMB) è stato parzialmente rinnovato (Tab. IX); in particolare è stato eletto come nuovo presidente il Dr. Christoph Wiesner (Inghilterra). Inoltre, sono stati eletti nuovi membri del TMB il Prof. Y. Hirata (Giappone, per il gruppo di Unità di Lavoro “Processi”, Tab. X) e il Prof. G. 790 Riv. Ital. Saldatura - n. 6 - Novembre / Dicembre 2008 A. Charbonnier (France) Marquis (Sud Africa, per il gruppo “Integrità strutturale”), mentre è stato rieletto l’Ing. Luca Costa (Italia, per il gruppo “Fattori umani”). Relativamente alla gestione amministrativa, è anzitutto da segnalare l’inizio dell’operatività del nuovo Presidente Prof. Ulrich Dilthey (Germania) e dei nuovi membri del Consiglio di Amministrazione, D. Kotecki (Stati Uniti d’America), B. de Meester (Belgio), G. Hernandez (Spagna), K. Yushchenko (Ucraina), che resteranno tutti in carica per un triennio (Tab. XI). Sono anche stati riammessi o ammessi come nuovi Paesi Membri la Thailandia e la Turchia, mentre sono in corso contatti per l’ingresso di diversi Paesi africani, americani e asiatici che renderanno sempre più ampia la partecipazione internazionale. Infine sono stati approvati, da parte del Consiglio di Amministrazione e dell’Assemblea Generale (Fig. 10), il Business plan 2008/13, nonché il Rapporto sull’attività 2007 e il Bilancio 2007, entrambi, come negli anni passati, molto soddisfacenti. Il prossimo Congresso Annuale IIW (Fig. 11) si svolgerà a Singapore (dal 12 al 18 Luglio 2009); i successivi avranno luogo a Kiev (Ucraina, dal 10 al 18 Luglio 2010), a Chennai (India, dal 17 al 23 Luglio 2011), negli USA (dal 15 al 21 Luglio 2012), a Essen (Germania, dal 12 al 17 Settembre 2013). Inoltre sono previsti Congressi Regionali IIW in Cina (Tianjin, 10 - 13 Ottobre 2008), in Nigeria (4 - 6 Marzo 2009), in Slovacchia (14 - 16 Ottobre 2009), in Iran (Novembre/Dicembre 2009), in Thailandia (25 - 26 Febbraio 2010) e in Tunisia (Marzo 2010). In conclusione, il 61° Congresso Annuale dell’International Institute of Welding ha riscosso un notevole successo, non soltanto per la buona partecipazione (oltre settecento specialisti di tecniche di giunzione, affini e connesse), ma anche e soprattutto per i suoi elevati contenuti scientifici e tecnici e per le discussioni e gli interessanti scambi di vedute che l’evento ha promosso e favorito. Corso di qualificazione per International Welding Inspector Genova 2009 L’ISTITUTO ITALIANO DELLA SALDATURA , secondo la programmazione descritta nella propria Attività Didattica 2009, organizza presso la propria sede di Genova un Corso completo di Qualificazione ad International Welding Inspector (livello comprehensive, IWI-C). A partire da quest’anno, 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). Requisiti di ingresso Per iscriversi al Corso non è prevista esperienza specifica, quanto il possesso di uno dei titoli di studio previsti dalle vigenti disposizioni internazionali emanate dall’Istituto Internazionale della Saldatura (IIW) e dalla Federazione Europea della Saldatura (EWF): - Laurea o Diploma di Laurea in Ingegneria; in alternativa, Laurea in Scienza dei materiali, Architettura, Fisica o Chimica, supportate da comprovata esperienza industriale in saldatura oppure - Diploma di Scuola Media Superiore ad indirizzo tecnico. Calendario e sede delle lezioni Il Corso ha una struttura modulare, basata su due Moduli successivi denominati Welding Technology e Welding Inspection, di carattere teorico - pratico (chi sia in possesso di un Diploma da Welding Engineer o da Welding Technologist può accedere direttamente al secondo Modulo). Per diluire l’impegno, le lezioni saranno svolte in settimane non consecutive, secondo il seguente calendario: Modulo Welding Technology: prima settimana, seconda settimana, terza settimana, Modulo Welding Inspection: prima settimana, seconda settimana terza settimana, dall’11 al 15 Maggio 2009 dall’8 al 12 Giugno 2009 dal 13 al 17 Luglio 2009 dal 7 all’11 Settembre 2009 dal 12 al 16 Ottobre 2009 dal 9 all’11 Novembre 2009 Il corso sarà tenuto presso la Sede dell’IIS di Genova, in Lungobisagno Istria, 15. Orario delle lezioni Per consentire il raggiungimento della Sede senza spostamenti in orario festivo, il Corso sarà svolto con orario 9:00 ÷ 18:00, ad eccezione delle giornate di lunedì (orario 14:00 ÷ 18:00) e di venerdì (orario 9:00 ÷ 13:00). Conseguimento del Diploma Chi sia risultato in possesso dei requisiti di ingresso ed abbia completato il percorso formativo può accedere agli esami previsti nelle date 21 e 22 Dicembre, presso la Sede di Genova (o, in alternativa, in qualunque altra sessione programmata successivamente). Le domande di iscrizione agli esami dovranno essere indirizzate all’Area Certificazione Figure Professionali (tel. 010 8341307, e-mail [email protected]), con un costo di iscrizione pari a € 440,00 (+ IVA). Iscrizione al corso Per iscriversi al corso è sufficiente utilizzare il modulo cartaceo fornito con l’Attività Didattica 2009 oppure procedere on - line attraverso il sito www.formazionesaldatura.it, selezionando il corso dall’apposito motore di ricerca. La quota di partecipazione al Corso completo è pari ad € 5.350,00 (+ IVA), comprensiva della collana delle pubblicazioni specifiche dell’IIS, del CD-ROM contenente le normative relative alla saldatura e del pranzo presso la mensa dell’IIS. Sono accettate iscrizioni solo se effettuate contestualmente al pagamento della relativa quota, il cui pagamento può essere effettuato tramite bonifico bancario sul CC 4500 - Banca Popolare di Milano (ABI 05584 CAB 01400 CIN I, IBAN IT 31 I 0558401400000000004500), intestato all’Istituto Italiano della Saldatura. Informazioni Per ulteriori informazioni è possibile rivolgersi all’Istituto Italiano della Saldatura (Lungobisagno Istria 15, 16141 Genova), Divisione Formazione, al numero 010 8341371 (fax 010 8367780), oppure all’indirizzo di posta elettronica [email protected]. Applicazioni delle nuove sorgenti laser in fibra alla lavorazione di acciai altoresistenziali per il settore automotive (°) E. Capello * D. Colombo * B. Previtali * Sommario / Summary L’articolo presenta gli aspetti generali dei nuovi laser in fibra di potenza e le potenzialità ancora inespresse di queste nuove sorgenti applicate alla lavorazione della lamiera nel settore automobilistico. In particolare il laser in fibra si presta alla lavorazione di materiali nuovi, quali gli acciai altoresistenziali di nuova generazione. A causa, infatti, delle notevoli proprietà meccaniche di questi materiali, i processi tradizionali di tranciatura e stampaggio si presentano difficili e costosi. Utilizzando sorgenti laser in fibra, grazie all’ottima qualità e al diametro ridotto del fascio, è possibile ottenere, sia in saldatura che in taglio, danneggiamenti termici minimi nel materiale lavorato. This paper deals with the new fiber laser sources and their application to the automotive sector in general and to the welding and cutting of Advanced High Strength Steels (AHSS) in particular. (°) Memoria presentata alle Giornate Nazionali di Saldatura 4 - Workshop: “Le nuove frontiere dei processi laser, FSW e EB” - Genova, 25-26 Ottobre 2007. * SITEC - Laboratorio per le Applicazioni Laser - Dipartimento di Meccanica Politecnico di Milano. During blanking processes, compared to conventional steels, AHSS steel usually has higher yield strength and much higher ultimate tensile strength, which require higher press loads and produce greater die wear. As a consequence, new cutting processes in order to keep the cost low are needed. Thank to the excellent quality of the laser beam and to the small beam diameter, minimum thermal damage can be obtained by using fiber laser sources, when the Advanced High Strength Steels are welded or cut. Keywords: Automobile engineering; CO 2 lasers; fiber lasers; high strength steels; laser cutting; laser welding; mechanical properties; mechanical tests; plate; tailored blanks; vehicle bodies; YAG lasers. Riv. Ital. Saldatura - n. 6 - Novembre / Dicembre 2008 793 E. Capello et al. - Applicazioni delle nuove sorgenti laser in fibra alla lavorazione di acciai altoresistenziali per il settore automotive Fibra drogata Collimatore Fascio laser in uscita (non focalizzato) Laser in fibra Sin dalla loro invenzione nel 1960 i laser CO 2 o allo stato solido hanno rivestito un ruolo importante nei processi di saldatura e taglio. Nell’ultimo decennio i laser a diodi e i laser Nd:YAG pompati mediante diodi sono stati le principali novità di questo settore. Più recentemente i laser di potenza in fibra pompati mediante diodi costituiscono non solo una promettente novità ma un vero e proprio stravolgimento del settore, capace in breve tempo di destabilizzare la leadership delle tradizionali sorgenti adibite a taglio e saldatura. Il primo utilizzo dei laser in fibra di bassa potenza, datato 1960, è legato agli amplificatori di linea nel settore delle telecomunicazioni. Nel 2000 è stato prodotto il primo laser in fibra da 100 W per la lavorazione dei materiali. Attualmente laser in fibra multi-kilowatt sono utilizzati per la lavorazione dei metalli, la cui massima potenza in commercio è pari a 50 kW [1]. Questa tipologia di laser ha notevoli vantaggi, se comparata con gli attuali laser Nd:YAG pompati a lampade o diodi: elevata efficienza, design compatto, facilità di installazione e manutenzione, diametro ridotto e buona qualità del fascio, robustezza e compattezza. Grazie a ciò i laser in fibra di potenza appaiono molto promettenti per il taglio e la saldatura in profonda penetrazione di diversi materiali ed in settori ad elevata produttività e qualità, quali ad esempio il settore della lavorazione della lamiera nel campo automobilistico. Caratteristiche Discendente direttamente dagli amplificatori di linea utilizzati nel settore delle telecomunicazioni, la sorgente laser in fibra Yb:Glass presenta un’architettura dissimile dalle tradizionali sorgenti, sebbene anche in essa siano identificabili i principali elementi costituenti la cavità risonante, quali il mezzo attivo (capace di emettere, opportunamente stimolato, il fascio laser), il sistema di 794 Riv. Ital. Saldatura - n. 6 - Novembre / Dicembre 2008 Array diodi di pompa Reticoli di Bragg Accoppiatori multimodo Fibra in uscita Array diodi di pompa Figura 1 - Architettura della sorgente laser Yb:Glass [2]. Il principale vantaggio ottico legato a pompaggio (che, cedendo energia al tale lunghezza d’onda risiede tuttavia mezzo attivo, permette l’emissione) e le nella possibilità di trasportare il fascio barriere ottiche (che delimitano la cavità mediante fibra, garantendo una manipostessa) [2]. lazione del fascio praticamente infinita. In riferimento alla Figura 1 ed in stretta Tale caratteristica non è possibile con analogia con le sorgenti laser Nd:YAG, fasci laser CO 2 che, data la particolare ad esse più prossime dal punto di vista lunghezza d’onda di 10.6 μm, necessiottico, la sorgente laser Yb:Glass pretano di un sistema di trasporto rigido senta come mezzo attivo una fibra mediante specchi in rame. drogata con ioni d’itterbio, nella quale In commercio sono disponibili laser in avviene il pompaggio ottico mediante un fibra in singolo modo con potenze delarray di diodi. l’ordine di 1000 W. Tali sorgenti sono La chiusura della cavità risonante è rapottenute pompando direttamente la luce presentata da due reticoli di Bragg fodi pompa in una fibra a singolo modo di toincisi sulla fibra stessa, soluzione di diametro ridotto, che produce fasci gauscontro effettuata con due specchi nelle siani (M 2< 1.1), il cui profilo è stabile tradizionali sorgenti laser. nel tempo e non cambia in funzione In una sorgente in fibra l’elemento attivo della temperatura della sorgente. Tali è una porzione di fibra di vetro con partisistemi solitamente emettono in conticolari caratteristiche (Fig. 2) [1]. nuo e vengono raffreddati ad aria. ComLa parte interna della fibra (core) è binando diversi laser in fibra a singolo drogata con itterbio e costituisce quindi modo e collimandone il fascio in una il mezzo attivo, mentre la parte esterna è fibra a diametro maggiore si ottengono una normale fibra. Nella fibra viene laser in fibra multi-kilowatt. A questo immessa la radiazione laser generata dai punto il fascio in uscita non è più monodiodi “di pompa” la quale attraversa più modo anche se mantiene una buona volte la fibra drogata itterbio, pompando qualità (Fig. 4). energia nella parte attiva della fibra. La terra rara itterbio emette con una lunghezza d’onda di 1070 nm, prosZona fibra non drogata sima ai 1064 nm (vetro) dei laser drogati Laser neodimio, garantendo un assorbiZona fibra mento da parte dei drogata materiali metallici (core) maggiore del corrispettivo con fascio Esterno della fibra CO 2 , come indicato nella Figura 3 Figura 2 - La fibra a doppio cladding: il core è drogato con itterbio (Yb). [2]. E. Capello et al. - Applicazioni delle nuove sorgenti laser in fibra alla lavorazione di acciai altoresistenziali per il settore automotive 0.30 0.25 Absorption A CO2-Laser Nd: YAG-Laser Cu 0.20 Ag Steel Au 0.15 Fe 0.10 Al 0.05 Al Au Mo 0 0.1 0.2 0.3 0.5 1 2 Wavelength λ [μm] 4 6 8 10 20 Figura 3 - Assorbimento da parte dei metalli allo stato solido per le diverse lunghezze d’onda. BPP = d0 . θ 2 2 (1) Dato che l’angolo di convergenza del fascio è imposto dal sistema di focalizzazione (cioè dalla lunghezza focale della lente), il BPP è direttamente legato Beam Parameter Product (mm*mrad) Cifre di merito Il sostanziale vantaggio di un laser in fibra rispetto ai laser Nd:YAG concorrenti è legato all’utilizzo di una fibra anche in qualità di mezzo attivo. Riferendoci ad una sorgente da 100 W, ad esempio, le sorgenti presentano un core della fibra di soli 5 μm, dimensioni nettamente inferiori rispetto alle stesse delle tradizionali barrette di una sorgente Nd:YAG di pari potenza. Tale compattezza e simmetria radiale permettono l’emissione di un fascio laser di estrema qualità, ossia con distribuzione di potenza gaussiana sullo spot. In questo modo garantiscono, in unione con sistemi di focalizzazione “corti”, macchie focali ad elevatissima irradianza (I = P/S con P potenza emessa e S area della macchia focale), traducendosi in BPP (Beam Parameter Product) di soli 0.34 mm*mrad, senza di contro presentare i problemi di lente termica che affliggono i laser Nd:YAG. Si ricorda che il Beam Parameter Product può essere determinato come il prodotto tra il semiangolo di convergenza del fascio a valle della lente di focalizzazione θ e il diametro che il fascio ha nel fuoco d 0 , e viene espresso in mm*mrad: al diametro d0 che il fascio possiede nel fuoco. Di conseguenza, è importante che una sorgente laser possieda un BPP piccolo per consentire un’elevata capacità pro- (a) CW output power in fiber (kW) Beam Parameter Product (mm*mrad) Tali sistemi possono lavorare in continuo, oppure in modulazione di impulso, e vengono raffreddati ad acqua. duttiva del sistema su cui è installata. Dalla Figura 4(a) è possibile osservare che i laser in fibra mono-modo con potenze inferiori al kilowatt hanno qualità del fascio molto prossima a quella gaussiana (BPP=0.34), mentre la necessità dei fasci laser multi-kilowatt di collimare più fibre in una unica ne riduce la qualità, pur mantenendola superiore a quella di tutti gli altri sistemi laser in commercio (Fig. 4(b)). Questo aumento del BPP nei laser in fibra multi-modo tuttavia può essere anche vantaggioso. Nei sistemi multi-kilowatt la forma della distribuzione di potenza è meno appuntita nel centro e più rettangolare (Fig. 5). Tale geometria risulta vantaggiosa nella saldatura di lembi non perfettamente accostati, nelle configurazioni lap-joint e nella giunzione di elevati spessori, casistiche queste molto comuni nel settore automotive. (b) Beam power (W) Figura 4 - Qualità del fascio laser in fibra multi-kilowatt [3,4]. Riv. Ital. Saldatura - n. 6 - Novembre / Dicembre 2008 795 E. Capello et al. - Applicazioni delle nuove sorgenti laser in fibra alla lavorazione di acciai altoresistenziali per il settore automotive Figura 5 - Profilo della distribuzione di potenza in un laser in fibra da 4 kW [5]. Inoltre, al di là della già citata elevata qualità del fascio (che si riflette in elevata velocità di taglio o di saldatura), un’altra caratteristica che stupisce è l’efficienza della sorgente laser in fibra: si parla di un’efficienza elettrica complessiva (efficienza “alla presa”) di circa il 25%, valore che, se comparato con il 5% delle tradizionali sorgenti Nd:YAG, è sicuramente di interesse. Una maggiore efficienza significa anche un minore dispendio in termini di raffreddamento. in [$/hour] Inoltre, come già descritto, una sorgente in fibra di potenza è costituita da più moduli in parallelo. Questo fatto implica un’intrinseca affidabilità della sorgente (il valore del parametro MTBF è di circa 30.000 ore): il guasto di un modulo può venire compensato con un incremento di potenza degli altri moduli; evitando quindi un arresto della produzione e consentendo la sostituzione del modulo difettoso durante una delle pause programmate [3]. USA Laser Operating Cost (8 year in use) for welding application Welding & Laser Gas Floor space Maintenance Electric Replacement parts Depr. & Interest Laser source Figura 6 - Stima dei costi di esercizio di differenti laser [7]. 796 Riv. Ital. Saldatura - n. 6 - Novembre / Dicembre 2008 Anche l’estrema compattezza di questi sistemi risulta molto vantaggiosa sia in istallazioni fisse che in istallazioni mobili. L’area in pianta occupata da un laser in fibra da 4 kW è indicativamente 0.5 m2 contro gli 11 m2 occupati convenzionalmente da un laser Nd:YAG di ugual potenza pompato a lampade. Inoltre le dimensioni ridotte consentono anche la facile trasportabilità e messa in opera del laser, che può essere utilizzato su sistemi mobili [6]. Quando tutti questi elementi positivi vengono tenuti in considerazione, il costo di esercizio di un laser in fibra risulta inferiore o comparabile con quello dei sistemi Nd:YAG pompati a lampade. Sebbene fare confronti diretti sia sempre difficile quando vengono confrontati i costi, in [7] viene riportato il costo di esercizio (valutato su 8 anni di intenso utilizzo) di differenti laser. Dalla Figura 6 si osserva che il laser in fibra è anche economicamente vantaggioso. Acciai altoresistenziali nel settore automobilistico Esistenti da oltre un secolo, gli acciai ad alta ed altissima resistenza sono stati utilizzati fino a poco tempo fa solo in forma di barre, masselli o getti. Infatti, la principale problematica degli acciai ad alta resistenza era quella di non essere riducibili a lamiera di spessore ridotto (sotto i 5 mm), in quanto le loro alte caratteristiche meccaniche ne impedivano la laminazione. La svolta è avvenuta circa 25 anni fa quando il gruppo svedese SSAB riuscì a realizzare acciai ad alta resistenza trasformabili in laminati piani, che sono i semiprodotti più utilizzati in generale e quelli di uso quasi esclusivo nella carrozzeria delle auto. Tra essi, particolare attenzione fu attribuita agli acciai di nuova generazione, indicati comunemente con l’acronimo AHSS (Advanced High Strength Steel), cioè laminati piani d’acciaio caratterizzati da una buona lavorabilità e saldabilità ma con resistenza a rottura (fino a circa 1400 MPa) e limite di snervamento (fino a oltre i 1000 MPa) elevati, che mostrano al loro interno la presenza simultanea di diversi costituenti strutturali, caratteristica non usuale nei comuni prodotti siderurgici. E. Capello et al. - Applicazioni delle nuove sorgenti laser in fibra alla lavorazione di acciai altoresistenziali per il settore automotive Figura 7 - Esempi di componenti della carrozzeria stampati in AHSS. Inoltre, grazie all’utilizzo di questi materiali, si realizzano pezzi o elementi strutturali che, a parità di resistenza, hanno pesi sensibilmente inferiori, consentendo importanti riduzioni di peso dell’autoveicolo. La veloce espansione degli acciai altoresistenziali, negli ultimi anni, ha fatto sì che, ancora oggi, non vi sia una classificazione univoca ma ciascuna industria siderurgica o automobilistica del mondo ha adottato delle classificazioni differenti, a proprio uso interno. Alcune di queste suddividono gli acciai Total Elongation (%) I materiali ad alta resistenza ma di concezione tradizionale, come per esempio le barre anti-intrusione tubolari in acciaio al boro, essendo resistenti ma fragili, sopportavano sì carichi elevati ma si deformavano pochissimo, quindi non assorbivano energia. Le nuove barre anti-intrusione stampate AHSS, invece, oltre ad essere producibili mediante stampaggio, incassano forti carichi e si deformano plasticamente, assorbendo l’energia d’urto, essendo quindi davvero funzionali alla sicurezza in caso di crash (Fig. 7). Tensile Strength (MPa) Figura 8 - Relazione tra elongazione totale e resistenza a trazione per alcuni acciai altoresistenziali. in base alla composizione chimica, altre unicamente considerando le proprietà meccaniche, come la resistenza alla trazione. Una terza classificazione adottata tiene conto di entrambe le suddivisioni precedentemente citate e identifica gli acciai altoresistenziali in base sia alle proprietà meccaniche che a quelle metallurgiche. Tale classificazione, sviluppata dall’ULSAB [9] e poi adottata dall’IISI (International Iron and Steel Institute) [8], è presentata nella Figura 8, che mostra le proprietà meccaniche dei principali AHHS: Dual Phase (DP), Transformation Induced Plasticity (TRIP), Complex Phase (CP) e Martensitic Steel (MS). Per una descrizione dettagliata delle caratteristiche di queste classi di acciai si rimanda alla letteratura specialistica ed in particolare al report dell’International Iron and Steel Institute [8]. Questo articolo tratta in particolare degli acciai DP che costituiscono la classe di acciai maggiormente utilizzati nelle carrozzerie d’auto secondo il progetto ULSAB [9] (Fig. 9). Gli acciai AHSS DP sono costituiti prevalentemente da ferrite e da martensite, in minore quantità. Tale struttura viene ottenuta controllando la composizione chimica ed il ciclo di trattamento termico. Come risultato presentano resistenza a trazione superiore rispetto agli acciai convenzionali di simile snervamento, grazie all’elevato incrudimento ed alla buona elongazione (Fig. 10). Grazie alle elevate caratteristiche meccaniche di snervamento/rottura e resistenza all’urto rispetto ai tradizionali acciai a media resistenza, degli acciai AHSS si stanno sviluppando delle soluzioni automobilistiche sempre più raffinate ed ottimizzate, consentendo al progettista di diminuire la sezione resistente delle strutture e quindi di alleggerire notevolmente il peso delle autovetture. Grazie a tali soluzioni ingegneristiche la riduzione dello spessore del manufatto può essere superiore al 30%. La tecnologia automobilistica si sta perciò attrezzando con nuove tecnologie di lavorazione di questi materiali, che risultano più difficili da lavorare. In particolare sia la tranciatura che le successive operazioni di piegatura, stampaggio e imbutitura sono rese difficoltose dall’aumento delle proprietà meccaniche degli AHSS, che comportano maggiori ton- Riv. Ital. Saldatura - n. 6 - Novembre / Dicembre 2008 797 Engineering stress (MPa) E. Capello et al. - Applicazioni delle nuove sorgenti laser in fibra alla lavorazione di acciai altoresistenziali per il settore automotive Engineering strain (%) Figura 10 - Proprietà meccaniche dell’acciaio DP. Figura 9 - Tipologie di AHSS nella carrozzeria delle autovetture secondo il progetto ULSAB. nellaggi delle presse, maggiore energia ed usura degli stampi. Per questa ragione le caratteristiche del laser in fibra, quali il basso apporto termico, l’elevata velocità di processo e la possibilità di operare su una vasta gamma di materiali, pongono il taglio e la saldatura laser come due processi industrialmente vantaggiosi nelle lavorazioni degli AHSS. In particolare, sfruttando la flessibilità delle sorgenti laser in fibra, con un’unica sorgente si rende possibile la lavorazione di taglio degli sbozzati della lamiera e la loro successiva saldatura, anche nella configurazione “tailor welded blanks”. Difatti tra le più recenti novità nel settore automotive, oltre all’idroformatura, vi sono i “tailor welded blanks”. Quest’ultima è una tecnologia di lavorazione molto recente, nata in Germania negli anni ’80 e diffusasi presto in tutto il mondo, che consiste nella preparazione di una lamiera da stampaggio mediante saldatura di due o più lamiere (precedentemente tranciate) con caratteristiche come il materiale, il rivestimento protettivo e lo spessore differenti tra loro. Con il successivo stampaggio si ottiene un pezzo (detto Tailor Welded Blanks TWB) con caratteristiche differenti nelle sue varie parti a seconda delle funzioni che esse devono svolgere e delle sollecitazioni a cui sono soggette. Tipiche applicazioni sono i paraurti, i montanti del parabrezza e delle portiere, i rinforzi del tetto, i supporti del motore, le barre anteriori/posteriori anti-intrusione e i pannelli laterali delle portiere (Fig. 11). Sperimentazione Saldatura Recentemente il SITEC-Laboratorio per le Applicazioni Laser si è attrezzato di un sistema laser in fibra YLR 1000 IPG, le cui principali caratteristiche sono riassunte nella Tabella I. Si tratta di un laser in fibra Yb:Glass caratterizzato da una potenza di 1 kW e da un fascio quasi gaussiano (BPP=2-2.5), che pertanto si presta alla saldatura e al taglio di acciai altoresistenziali in spessori comunemente utilizzati nel settore automotive. Il fascio laser generato viene trasportato mediante fibra ad una testa di saldatura LaserMech, montata su un sistema CNC a tre assi. TABELLA I - Principali caratteristiche del laser in fibra utilizzato durante la sperimentazione. Modo di funzionamento Potenza massima 1000 W Lunghezza d’onda 1070-1080 nm BPP 2-2.5 mm*mrad Diametro della fibra Figura 11 - Esempi di tailor welded blanks. 798 Riv. Ital. Saldatura - n. 6 - Novembre / Dicembre 2008 CW, QCW Dimensioni della cabina laser 50 mm 856 x 806 x 1186 mm E. Capello et al. - Applicazioni delle nuove sorgenti laser in fibra alla lavorazione di acciai altoresistenziali per il settore automotive Figura 12 - Laser in fibra e testa di saldatura utilizzati durante la sperimentazione. TABELLA II - Composizione chimica nominale dell’acciaio investigato. C Si Mn P S Al Nb Cr Ni N Cu V B 0.12 0.20 1.48 0.015 0.002 0.04 0.015 0.05 0.04 0.03 0.01 0.02 0.0002 TABELLA III - Proprietà meccaniche acciaio DP 800. 2 2 Rp (N/mm ) Rm (N/mm ) A [%] 500 800 8 Figura 13 - Microstruttura acciaio DP 800. La testa di saldatura alloggia una lente di focalizzazione con lunghezza focale di 200 mm (Fig. 12). Per studiare la lavorabilità degli acciai AHSS, con particolare attenzione alle applicazioni nel settore automotive, si è utilizzato l’acciaio Docol DP 800 della SSAB, in spessore 1.8 mm, la cui composizione chimica è indicata nella Tabella II. Le principali caratteristiche meccaniche nominali dell’acciaio DP 800 sono sintetizzate nella Tabella III mentre la sua microstruttura, costituita per l’83% da ferrite e per il 17% da martensite, è illustrata nella Figura 13. La prima campagna di prove di saldatura è stata eseguita utilizzando la massima potenza, variando la velocità di avanzamento del fascio laser, mantenendo costanti la posizione del fuoco (sulla superficie del pezzo) ed il gas di protezione (azoto). Nella Figura 14 vengono presentate le macrografie della sezione trasversale del cordone, al variare della velocità di saldatura: 1.5, 2.5 e 3.5 m/min. In tutti e tre i casi la saldatura è passante, il cordone si presenta integro e senza macrodifetti. Naturalmente all’aumentare della velo- Riv. Ital. Saldatura - n. 6 - Novembre / Dicembre 2008 799 E. Capello et al. - Applicazioni delle nuove sorgenti laser in fibra alla lavorazione di acciai altoresistenziali per il settore automotive Figura 14 - Larghezza del cordone fuso al variare della velocità. Durezza Vickers [HV 0.2] Figura 15 - Strutture nel cordone fuso e nella zona termicamente alterata (velocità=3.5 m/min). Distanza dall’asse del cordone [mm] Figura 16 - Microdurezze a metà spessore. 800 Riv. Ital. Saldatura - n. 6 - Novembre / Dicembre 2008 cità il cordone si assottiglia e si riduce anche l’ampiezza della testa di spillo nella parte alta del campione. L’analisi delle microstrutture mette in evidenza una struttura completamente martensitica nel cordone. Sebbene l’acciaio DP 800 presenti un basso contenuto di carbonio e di altri elementi di lega, i rapidi cicli di riscaldamento e raffreddamento, tipici della saldatura laser, hanno prodotto la trasformazione in martensite del cordone. A fianco del cordone fuso vi è poi la zona termicamente alterata (ZTA), costituita da molteplici strutture (martensite, ferrite, bainite) (Fig. 15). Anche il profilo di durezza Vickers nella Figura 16, rilevato a metà spessore, identifica l’aumento di durezza della zona fusa, completamente martensitica, e la zona di transizione della ZTA. Più in dettaglio è possibile identificare due ZTA: quella più vicina alla zona fusa, caratterizzata da strutture notevolmente dure, e quella esterna, con un mix di strutture di durezza inferiore. Nonostante l’inevitabile modifica della struttura nel cordone e nella zona termicamente alterata, conseguente alla saldatura laser, le caratteristiche meccaniche del materiale saldato, se confrontate con quelle del materiale base, non si riducono. Dalla prova di trazione infatti (Fig. 17) si evince che carico di snervamento e carico di rottura sono pressoché invariati. Risulta al contrario ridotto l’allungamento a rottura, indice di una perdita delle proprietà di deformabilità. La rottura, anche per il campione saldato, è avvenuta al di fuori della zona saldata, a indicare che il cordone di saldatura non perde in resistenza meccanica. Taglio Lo stesso laser YLR 1000 IPG con una testa di taglio LaserMech è stato anche utilizzato per l’esecuzione di alcuni test Sforzo (MPa) Ampiezza solco di taglio (mm) E. Capello et al. - Applicazioni delle nuove sorgenti laser in fibra alla lavorazione di acciai altoresistenziali per il settore automotive Deformazione (%) Velocità di taglio (m/min) Figura 17 - Risultato prova di trazione per il materiale base (MB) ed il materiale saldato (MS). Figura 18 - Ampiezza del solco di taglio al variare della velocità di taglio. Figura 19 - Esempi di tagli a diverse velocità. preliminari di taglio. Anche in questo caso si è lavorato alla massima potenza, con il fuoco sulla superficie, variando la velocità di taglio. La Figura 18 pone in evidenza la riduzione dell’ampiezza del solco di taglio (misurato a metà spessore) all’aumentare della velocità di taglio. L’aumento della velocità di taglio non solo riduce le dimensioni del solco di taglio ma anche elimina la bava a bassa velocità, come mostrano le macrografie della Figura 19. razione della lamiera nel settore automotive. Anche il settore automotive sta vivendo un continuo rinnovamento, Bibliografia [1] [2] [3] [4] [5] [6] Conclusioni Il presente articolo illustra gli aspetti generali dei nuovi laser in fibra, che si stanno affermando nel settore delle lavorazioni meccaniche, e gli aspetti che rendono queste nuova tipologia di laser particolarmente interessante per la lavo- sotto la spinta delle normative che riducono la quantità di emissioni nocive di anno in anno. Una risposta alla pressione normativa consiste nella sostituzione degli acciai tradizionalmente utilizzati nelle autovetture con acciai altoresistenziali. Difatti, grazie alle aumentate proprietà meccaniche, gli acciai altoresistenziali possono venir impiegati in spessori minori e quindi complessivamente aiutano alla riduzione del peso dell’autovettura. Il laser in fibra grazie alla sua ottima qualità (in termini sia di diametro minimo dello spot che di modo), nonché alla facile trasportabilità e alla sua intrinseca affidabilità sta via via sostituendo la tradizionale saldatura per punti a resistenza, soprattutto nella lavorazione degli acciai altoresistenziali. [7] [8] [9] http://www.ipgphotonics.com/ Capello E.: «Applicazioni industriali dei laser di potenza», Ed.Clup. Van Dijk M.: «Disc versus fiber», Industrial Laser Solutions, January 2005. Beyer E.: «Fiber laser welding», Industrial Laser Solutions, July 2007. Shiner B.: «High-power fiber lasers impact material processing», Industrial Laser Solutions, February 2003. Quintino L., Costa A., Miranda R., Yapp D., Kumar V., Kong C.J.: «Welding with high power fiber lasers - A preliminary study», Materials and Design 28 (2007), pp. 1231-1237. Ream S.: «Laser welding efficiency and cost - CO 2, YAG, Fiber and disc lasers», ICALEO, 2004. Advanced High Strength Steel (AHSS) Application Guidelines, International Iron & Steel Institute, Committee on Automotive Applications, 2006. Ultra Light Steel Auto Body, ULSAB, http://www.ulsab.org Riv. Ital. Saldatura - n. 6 - Novembre / Dicembre 2008 801 E. Capello et al. - Applicazioni delle nuove sorgenti laser in fibra alla lavorazione di acciai altoresistenziali per il settore automotive Tuttavia, considerata la flessibilità di una sorgente laser in fibra, la stessa sorgente può venire impiegata non solo per la saldatura ma anche per il taglio. Nel caso degli acciai altoresistenziali, una tecnologia di taglio alternativa alla tradizionale tranciatura mediante stampo può rivelarsi molto utile, in quanto l’usura degli stampi e la notevole energia necessaria per la lavorazione di questi acciai sono causa di un notevole aumento del costo di lavorazione. Una prima campagna di prove, sia di saldatura che di taglio, condotta con la nuova sorgente YLR 1000 IPG, da poco disponibile presso il SITEC - Laboratorio per le Applicazioni Laser, ha evidenziato gli aspetti di merito di queste nuove sorgenti. Ringraziamenti Gli autori desiderano ringraziare IPG Fibertech Italia per il supporto prestato durante l’esecuzione delle prove e il Dr. Paolo Econimo della SSAB Italia per la fornitura del materiale investigato. Seventh European Congress on Joining Technology Fifth edition of Italian Welding Days 802 Riv. Ital. Saldatura - n. 6 - Novembre / Dicembre 2008 Edoardo CAPELLO, è professore ordinario presso il Politecnico di Milano, dove svolge attività di ricerca e di coordinamento di un gruppo nel settore della Tecnologia Meccanica, con particolare riferimento alle tecnologie laser. Dal 2000 è responsabile del SITEC - Laboratorio per le Applicazioni Laser, dove coordina le attività in diversi settori, con particolare attenzione verso le applicazioni laser di taglio, saldatura, trattamento termico e delle microlavorazioni laser. Daniele COLOMBO, dal Gennaio 2007 è dottorando presso la sezione di Tecnologie e Sistemi di Produzione del Dipartimento di Meccanica, Politecnico di Milano. La sua attività di ricerca è finalizzata alla progettazione di un sistema di monitoraggio per i processi di taglio e saldatura con le nuove sorgenti fibre laser. È responsabile della Ricerca Industriale del SITEC. Si occupa dei principali processi industriali mediante tecnologia laser quali saldatura, taglio, foratura, tempra, cladding e riparazione stampi. Barbara PREVITALI, è ricercatore confermato in Tecnologie e Sistemi di Lavorazione al Politecnico di Milano. Attualmente è responsabile dell'area Ricerca di Base del SITEC - Laboratorio per le Applicazioni Laser. I suoi principali interessi riguardano la modellazione numerica e sperimentale delle lavorazioni laser di materiali avanzati. We are the World of Welding Solutions. Il segreto del nostro successo è la profonda conoscenza dei materiali. Abbiamo svolto un ruolo essenziale nel costruire “il mondo della saldatura” con nuovi prodotti, processi e materiali. Fidatevi di un partner che non è solo produttore ma anche consulente serio e affidabile al servizio delle vostre necessità. Per noi essere vicini ai clienti significa accompagnarli con le nostre competenze, in ogni parte del mondo. Böhler Welding Group Italia S.p.A. via Palizzi, 90 - 20157 Milano tel. 02 390171 - fax 02 39017246 www.btw.it Charta sas - Milano Gestione e commercializzazione per l’Italia 14. – 19.09.2009 Essen/Germania Join us. ESSEN WELDING SHOW Fiera Internazionale Saldare Tagliare Rivestire www.schweissen-schneiden.com Bonding Sealing Applying MESSE ESSEN GmbH Succursale per l’Italia Tel. +39-02-46 71 22 04 [email protected] Applicazione del processo di saldatura ad elettroscoria per la placcatura interna di apparecchi a pressione (°) F. Foroni * M. Musti * N. Maestri * M. Mandina ** C. Canepari *** Sommario / Summary Nella costruzione di apparecchi a pressione (reattori, in particolare) che lavorano in servizio idrogeno ad alta pressione ed alta temperatura, è di norma richiesta una placcatura interna in materiale resistente alla corrosione (tipicamente un acciaio inossidabile austenitico) dovuta al fluido processato (in genere idrocarburi da desolforare). Nel presente articolo è descritta la metodologia di placcatura mediante processo di saldatura ad elettroscoria (ESW) a nastro, utilizzato per placcare “in monostrato” le virole e i fondi di varie tipologie di apparecchi a pressione. È stata inoltre riportata una panoramica sui fattori (metallurgici e di esercizio) che possono influenzare la resistenza al “disbonding” della placcatura in servizio idrogeno. In particolare, sono stati messi a confronto il processo ESW “standard” (impiegato da oltre vent’anni in Italia e all’estero) e quello ESW “ad alta velocità” che ha avuto, negli ultimi anni, una forte diffusione grazie alla messa a punto di nuovi flussi che hanno consentito di modificare le parametrazioni di saldatura e le tecniche esecutive, incrementando di molto l’efficacia di deposito (aumento della produttività con riduzione dei costi). Internal cladding in resistant anti-corrosion materials (austenitic stainless steel) due to the type of fluids that are normally processed (generally desulphurized hydrocarbons) is required when fabricating pressure vessels (reactors in (°) Memoria presentata alle Giornate Nazionali di Saldatura 4 - Workshop: “Sviluppi e tendenze dei processi di saldatura tradizionali” - Genova, 25-26 Ottobre 2007. * Belleli Energy C.P.E. S.p.A. - Mantova. ** Istituto Italiano della Saldatura - Genova. *** Mantova. particular) that operate with high pressure hydrogen and high temperatures. This document describes cladding procedures/methods using electroslag welding with strip utilized for “single-layer” of barrels and heads for the various types of pressure vessels. It further reports factors that can influence the resistance to “disbonding” of the cladding in pressure vessels under hydrogen service. In particular, a comparison was made between the standard type electroslag welding procedure (used for over 20 years in Italy and abroad) and electroslag welding at “high speed” which has, in the past few years, been widely diffused thanks to the modification of old fluxes which today have permitted us to modify the welding parameters and to implement the welding techniques, thus increasing the efficacy of welding process (increase in productivity and reduction of costs). Keywords: Austenitic stainless steels; chemical engineering; cladding; comparisons; cooling rate; creep resisting materials; disbonding; electroslag surfacing; electroslag welding; filler materials; high; hydrogen; hydrogen embrittlement; influencing factors; low alloy Cr Mo steels; oil industry; plants; pressure vessels; process variants; speed; strip electrodes; welding fluxes. Riv. Ital. Saldatura - n. 6 - Novembre / Dicembre 2008 805 F. Foroni et al. - Applicazione del processo di saldatura ad elettroscoria per la placcatura interna di apparecchi a pressione 1. Premessa Nel campo della raffinazione degli idrocarburi (impianti “hydrocracking”, impianti “hydro-desulphurisation”, impianti “catalystic reforming”, ecc.) è oggi richiesto l’impiego di grandi apparecchi a pressione (reattori) eserciti ad alta temperatura (circa 450°C) e ad alte pressioni parziali di idrogeno (tipicamente 15 MPa), realizzati con acciai basso-legati al Cr-Mo di diversa tipologia. La maggiore parte dei reattori in esercizio nel mondo sono realizzati in acciaio del tipo 2¼Cr-1Mo, sebbene la tendenza da diversi anni sia quella di costruirli con materiali di nuova generazione, quali gli acciai al Cr-Mo modificati al vanadio (p.e. 3Cr-1Mo-¼V, 2¼Cr-1Mo-¼V). Ciò ha permesso di migliorarne le aspettative di durata in servizio, anche nel caso di esercizio con pressioni parziali di idrogeno superiori a quelle compatibili per il tradizionale 2¼Cr-1Mo (p.e. pari ad almeno 35 MPa per molti reattori “hydrocracking”), nonché fornire, in molti casi, dei vantaggi di tipo economico (gli acciai al Cr- Mo modificati al vanadio hanno caratteristiche meccaniche a caldo e in regime di scorrimento viscoso superiori al tradizionale 2¼Cr-1Mo). In ogni caso, tutti i reattori richiedono che la loro superficie interna direttamente a contatto con il fluido di processo sia protetta mediante una placcatura in materiale capace di resistere alla corrosione ad alta temperatura dovuta principalmente al contenuto di zolfo presente. Detta placcatura è generalmente realizzata attraverso deposito di saldatura (“weld overlay”) in acciaio inossidabile austenitico; al fine di prevenire/contrastare fenomeni di sensibilizzazione (precipitazione di carburi a bordo grano) a carico della placcatura durante i cicli di trattamento termico post-saldatura (PWHT) previsti in fabbricazione, si preferisce, in molti casi, ricorrere a depositi di saldatura in acciaio 806 Riv. Ital. Saldatura - n. 6 - Novembre / Dicembre 2008 inossidabile “stabilizzato” del tipo AISI 347. Per questi depositi di placcatura, oltre al soddisfacimento dei requisiti di composizione chimica tipici del materiale d’apporto impiegato, è in genere richiesto il rispetto di restrizioni sul contenuto di ferrite (tipicamente nell’intervallo 310%), nonché il superamento di prove di resistenza al “disbonding” in autoclave con idrogeno ad alta temperatura ed alta pressione. I processi di saldatura preferiti per la placcatura interna di reattori sono quelli ad arco sommerso a nastro (SAW) e ad elettroscoria a nastro (ESW), in quanto offrono alti tassi di deposito, in termini di kg/h e m2/h, combinati con bassa diluizione ed elevata qualità del riporto. Tuttavia, oggi si tende ad impiegare più frequentemente il processo ad elettroscoria a nastro in “monostrato” rispetto a quello in arco sommerso a nastro in “monostrato”. Nell’ambito del processo di placcatura (monostrato) con processo ad elettroscoria a nastro, sono distinguibili due tecniche di saldatura, definite come: • processo ESW “standard”, per il quale possono impiegarsi nastri di larghezza tra 60 mm e 150 mm; • processo ESW ad “alta velocità”, per il quale vengono in genere adoperati nastri di larghezza tra 60 mm e 90 mm. Rispetto a quello “standard”, il processo ESW ad “alta velocità” consente una maggiore “efficienza” di deposito, garantendo comunque una resistenza della placcatura al “disbonding” e una qualità del deposito almeno pari (se non superiori) a quelle offerte dallo stesso processo ESW “standard”. In particolare, la minore suscettibilità al “disbonding” della placcatura ESW ad “alta velocità” è principalmente attribuita ad una maggiore severità del suo ciclo termico di saldatura e al maggiore affinamento del grano del materiale base (riconducibili al minore apporto termico specifico), in vicinanza dell’interfaccia con la placcatura (ciò è favorevole anche per contrastare possibili fenomeni di criccabilità nella ZTA del materiale base). 2. Panoramica sui fattori che possono influenzare la resistenza al “disbonding” della placcatura Il “disbonding” di placcatura (mediante saldatura) su reattori si è constatato, in molti casi durante la fase di “shut-down” degli apparecchi, soprattutto in presenza di elevati gradienti di raffreddamento (superiori a 150°C/h) e/o di ripetuti cicli di “shut-down”. Il distacco si localizza tipicamente all’interfaccia tra placcatura e materiale base, all’interno di una stretta “zona” di deposito adiacente all’interfaccia stessa (detta “zona di interfaccia”), a seguito della locale concentrazione di idrogeno e conseguente infragilimento della sua microstruttura. La microstruttura di questa zona della placcatura è molto complessa ed è il risultato di fenomeni di migrazione del carbonio durante il PWHT, nonché di diluizione parziale tra materiale base e d’apporto. 2.1 Metallurgia della zona di interfaccia Più precisamente, nella zona di interfaccia possono essere identificate le seguenti microstrutture (Fig. 1): • martensite rinvenuta e carburata all’interfaccia (di durezza superiore a 400 HV); Figura 1 - Disbonding su placcatura in SAW a nastro in AISI 309. F. Foroni et al. - Applicazione del processo di saldatura ad elettroscoria per la placcatura interna di apparecchi a pressione 2.2 Meccanismo di “disbonding” È ormai consolidato che il “disbonding” sia la conseguenza di un infragilimento da idrogeno. Il fenomeno di “cracking” avviene a temperature prossime a quella ambiente, dopo un certo tempo di incubazione. Dato che il “disbonding” è essenzialmente di tipo intergranulare, è possibile che qualunque meccanismo che fragilizzi il bordo grano possa influenzare negativamente la resistenza al “disbonding” stesso. Come già riferito, il “disbonding” si localizza nella zona di interfaccia, con livelli di durezza superiori a 400 HV sviluppati dopo PWHT. Questi alti livelli di durezza evidenziano la presenza di martensite “fresh” sulla cui formazione dopo PWHT possono essere formulate le seguenti ipotesi. • La martensite si forma in fase di saldatura a seguito della locale variazione di composizione chimica del deposito di placcatura conseguente alla diluizione con il materiale base. • La suddetta zona ad alta diluizione a struttura martensitica dopo saldatura può re-austenitizzarsi durante il PWHT, convertendosi in martensite “fresh” in fase di raffreddamento del PWHT stesso (fenomeno noto come “reversione”). • La migrazione di carbonio in PWHT dal materiale base verso la placcatura Area disbonded, % può destabilizzare l’austenite MMA a seguito della HS (SAW) conseguente ESW precipitazione SAW high current dei carburi ed SAW low current incremento della sua temperatura di M start , determinandone una trasformazione in martensite durante il raffreddamento Hydrogen charging pressure, bar del PWHT (feFigura 2 - Effetto di diversi processi di nomeno noto saldatura sulla resistenza al “disbonding” come “destabiper la combinazione di materiale d’apporto lizzazione della AISI 309/347. austenite”). L’idrogeno responsabile dell’infragilisaldatura realizzati con SAW e ESW ad mento tende ad accumularsi nella zona “alta velocità” hanno mostrato, in molti di interfaccia in quanto la sua solubilità casi, una resistenza al “disbonding” sunell’austenite del deposito di saldatura è periore a quella di depositi con SAW e significativamente superiore a quella ESW “standard”. nel materiale base, mentre la sua diffuAnche i parametri di saldatura possono, sività nella placcatura è di molto infeper un dato processo di placcatura, inriore a quella nello stesso materiale fluenzare la suscettibilità al “disbonbase. Ciò determina appunto un accuding” del placcato, ma non a tal punto da mulo di idrogeno nel riporto di placcamodificarne radicalmente il comportatura. mento, più legato alla metallurgia della zona di interfaccia e poco influenzato da 2.3 Fattori influenzanti il possibili variazioni nei parametri di sal“disbonding” datura principali. In genere, per i proVariabili del processo di saldatura cessi di saldatura SAW e ESW, i depositi Sebbene non sia possibile definire una ad “alta velocità” consentono di miglio“classifica” (ranking) dei vari processi di rare la resistenza al “disbonding” risaldatura impiegabili (SMAW, SAW, spetto ai depositi con SAW e ESW ESW) in termini di suscettibilità al “dis“standard” (Fig. 2). bonding” dei relativi depositi di placcatura, si può sicuramente constatare una resistenza al 309L/347 “disbonding” del 309LMo/308L deposito di salda309Nb/347 tura con processo 308L/347 manuale ad eletERNiCr-3/ERNiCr-3 trodo rivestito (SMAW) nettamente superiore a quella offerta dai depositi di placcatura con processi a bassa diluizione (SAW e ESW) Hydrogen charging pressure, bar (Fig. 2). Nell’ambito dei Figura 3 - Risultato di prove di “disbonding” processi di placcasu placcature in SAW a nastro, per diverse combinazioni di materiali d’apporto Cr-Ni e tura a bassa diluiNi-Cr. zione, i depositi di Area disbonded, % • una stretta “banda” di martensite non rinvenuta (martensite “fresh”) al bordo della zona di martensite rinvenuta (di cui al punto precedente); • austenite con evidente precipitazione di carburi a bordo grano nella zona più distante dall’interfaccia; • austenite con ferrite delta, interessata ancora da precipitazione di carburi per una banda di limitato spessore (in genere dell’ordine di 100 μm). Ne consegue pertanto che la placcatura non contiene ferrite (delta) in tale zona, a prescindere dal contenuto di ferrite nel restante deposito di saldatura. La zona di interfaccia corrisponde ad una zona con composizione di transizione tra il materiale base e la placcatura vera e propria. All’interfaccia con la placcatura, lato materiale base, si osserva una decarburazione dovuta alla migrazione del carbonio durante il PWHT. Riv. Ital. Saldatura - n. 6 - Novembre / Dicembre 2008 807 F. Foroni et al. - Applicazione del processo di saldatura ad elettroscoria per la placcatura interna di apparecchi a pressione As-welded 30h at 690 C 30h at 690 C + 16h at 580 C 30h at 690 C 10 h at 690 C Area disbonded, % Area disbonded, % 1h at 690 C Hydrogen charging pressure, bar Hydrogen charging pressure, bar Figura 4 - Effetto del PWHT su placcatura in SAW a nastro ad “alta velocità” con combinazione di materiali d’apporto 309L /347. 808 Riv. Ital. Saldatura - n. 6 - Novembre / Dicembre 2008 lizzazione meccanica del deposito piuttosto che massimizzarne la resistenza al “disbonding” (estremizzando, placcature ad altissimo contenuto di ferrite si comporterebbero meglio nei confronti del “disbonding”, ma sarebbero troppo suscettibili all’infragilimento da idrogeno). PWHT Premesso che il “disbonding” può verificarsi sia allo stato “as-welded” che dopo PWHT, si constata che la suscettibilità al “disbonding” cresce al crescere dei tempi e delle temperature di PWHT (Fig. 4). Ciò può essere messo in relazione alla maggiore tendenza del deposito alla formazione di martensite “fresh” durante il raffreddamento del PWHT, a seguito della re-austenitizzazione (parziale) della martensite originaria di saldatura (reversione) e/o destabilizzazione dell’austenite, favorite appunto da PWHT lunghi e ad alta temperatura. Per incrementare la resistenza al “disbonding” del placcato dopo singolo PWHT, si è pensato di applicare un secondo PWHT, da effettuarsi però a temperature di stasi inferiori (indicativamente nell’intervallo 580 ÷ 650°C), allo scopo di rinvenire la quota di martensite “fresh” formatasi a seguito del primo PWHT, minimizzando nel contempo la formazione di nuova martensite sia per reversione sia per destabilizzazione della austenite. In effetti, l’applicazione di un secondo PWHT a più bassa temperatura ha consentito di avere, in molti casi testati, un effetto favorevole nei confronti della resistenza al “disbonding” (Fig. 5). Spessore della placcatura Ragionando teoricamente sulla diffusione dell’idrogeno attraverso la parete di apparecchi a pressione in esercizio, si può ipotizzare che un incremento dello spessore della placcatura tenda a ridurre la concentrazione di idrogeno nella zona di interfaccia durante lo “shut-down”. Varie prove di laboratorio dimostrano che un incremento dello spessore di placcatura tende a ridurre l’estensione del “disbonding” (Fig. 6). Threshold pressure, bar Tipo di materiale d’apporto Con una certa generalità, si può dire che placcature realizzate con materiali d’apporto Ni-Cr (p.e. ERNiCr-3) hanno una minore suscettibilità al “disbonding” rispetto a placcature in Cr-Ni (p.e. acciaio inossidabile tipo AISI 304 e 347). Ciò può essere messo in relazione alla minore tendenza della placcatura in Ni-Cr alla formazione di martensite nella zona di interfaccia (Fig. 3). Nell’ambito delle placcature in acciaio inossidabile austenitico, si può affermare che in genere la resistenza al “disbonding” è favorita da alti contenuti di ferrite da parte del deposito di placcatura e poco influenzata dalla presenza di niobio (usato nell’acciaio inossidabile “stabilizzato” del tipo AISI 347). Depositi di saldatura contenenti molibdeno non mostrano in genere maggiore suscettibilità al “disbonding” di depositi che ne sono privi; la loro resistenza al “disbonding” è comunque influenzata dal contenuto di ferrite, tipicamente più basso rispetto a depositi in AISI 308 e 347. Se è vero che contenuti elevati di ferrite nel deposito di placcatura (maggiori del 10%) sono da considerarsi favorevoli nei confronti della resistenza al “disbonding”, è necessario che il contenuto stesso di ferrite non sia comunque eccessivo, allo scopo di evitare un marcato infragilimento da idrogeno del materiale di placcatura, con conseguente severa penalizzazione delle sue caratteristiche di duttilità/allungamento. Pertanto, il requisito sul contenuto di ferrite nel range 3%÷10%, spesso richiesto per la placcatura, è finalizzato a contrastare la fragi- Figura 5 - Effetto del doppio PWHT (con secondo PWHT a bassa temperatura) su placcatura in SAW a nastro “standard” con combinazione di materiali d’apporto 309L /347. Cladding thickness, mm Figura 6 - Effetto dello spessore della placcatura sulla suscettibilità al “disbonding” per primi strati di deposito in 309L, 309Nb e 347. F. Foroni et al. - Applicazione del processo di saldatura ad elettroscoria per la placcatura interna di apparecchi a pressione 2.4 Considerazioni conclusive sulla prevenzione del “disbonding” Nonostante non esista ancora in letteratura una opinione condivisa circa il ruolo dei fattori influenzanti il rischio di “disbonding”, è possibile almeno estrapolare le seguenti raccomandazioni conclusive, volte a prevenire/minimizzare la suscettibilità al “disbonding” di depositi di placcatura in acciaio inossidabile austenitico (applicabili per processi di saldatura SMAW, SAW e ESW). • Impiegare opportuni trattamenti termici di deidrogenazione degli apparecchi placcati prima del raffreddamento di “shut-down”. • Applicare un PWHT supplementare a bassa temperatura (inferiore a 650°C). • Evitare primi strati di deposito a basso contenuto di ferrite. • Applicare doppio PWHT (il secondo PWHT deve essere a bassa temperatura). • Usare materiali base modificati con aggiunta di vanadio (per incrementarne intrinsecamente la resistenza all’attacco da idrogeno ad alta temperatura). Le prime due raccomandazioni si riferiscono essenzialmente a componenti già eserciti, mentre le restanti riguardano la fabbricazione di nuovi apparecchi. 3. Criteri di selezione del processo Il processo ESW può essere impiegato con nastri di dimensione diversa. È chiaro che per il costruttore la scelta sarebbe quella di utilizzare la dimensione di nastro più grande possibile perché sarebbe la soluzione con il più alto tasso di deposito. Il Grafico 1 riassume la comparazione del tasso di deposito “arco acceso” delle diverse applicazioni di detto processo. La scelta della dimensione del nastro dipende però anche da altri fattori quali le dimensioni del pezzo da depositare e l’investimento che il costruttore è disposto a fare. La scelta della società Belleli Energy è quella di utilizzare il processo di nuova generazione anche denominato ESW Alta Velocità (≥ 30 cm/min) con i seguenti limiti d’impiego: • processo ESW nastro da 90 mm per depositi da eseguire su virole di diametro ≥ 1800 mm, aventi spessori ≥ 90 mm; • in alternativa, quando le dimensioni dei pezzi da depositare non lo consentono, processo ESW con nastro da 60 mm per depositi da eseguire su virole di diametro ≥ 1300 mm, aventi spessori ≥ 70 mm. 4. Stato dell’arte nell’uso del processo ESW standard (monostrato) A partire dagli anni ’80 fino al 2002 il processo consolidato era il processo ESW che, per distinguerlo dal nuovo, definiamo nel seguito come “standard”. L’utilizzo di nastri di larghezza 30, 60, 90, 120 e 150 mm era possibile con l’impiego di generatori di corrente, a quel tempo offerti dal mercato, utilizzati singolarmente o collegati tra loro in parallelo (n° 2 o 3 generatori in parallelo) (Tab. I). Dal confronto tra gli investimenti richiesti, la difficoltà a controllare il bagno di saldatura per ottenere un deposito contenuto nel volume (spessore), buono nella forma (piatto) e costante come qualità (costanza di analisi chimica e ferrite soddisfacenti le richieste), la società Belleli scelse la soluzione con il Processo elettroscoria (ESW), processo arco sommerso (SAW) nastro di larghezza uguale a 90 mm. Grafico 1 - Tasso di deposito [kg/h]. Tasso di deposito kg/ora (arco acceso) Condizioni di raffreddamento Vari studi ed esperienze pratiche hanno messo in evidenza come il “disbonding” possa essere controllato attraverso un controllo della velocità di raffreddamento dalla temperatura di picco. Più precisamente, bassi gradienti di raffreddamento sono favorevoli in quanto permettono una maggiore deidrogenazione della zona di interfaccia, quindi un minore rischio di “cracking”. TABELLA I - Condizioni di saldatura processi “standard”. Condizioni di saldatura ed elementi caratterizzanti il processo “standard” Processo SAW SAW ESW ESW ESW ESW Dimensione nastro 60 x 0.5 90 x 0.5 60 x 0.5 90 x 0.5 120 x 0.5 150 x 0.4 Tipo di nastro 309 LNB 309 LNB 21.11 LNB 21.11 LNB 309 LNB 309 LNB Corrente (A) 700 1900 1250 1900 2600 2600 Tensione (V) 27 26 25 25 25 25 Velocità (cm/min) 12 15 20 21 19 16 15.8 13.8 15.6 15 17.1 16.3 30 30 30 30 30 30 4.3 4.5 4.8 4.5 5 5 7÷8% 7% 7% 8% 8% 8% Apporto termico (kJ/cm) Stick out (mm) Spessore del deposito (mm) Ferrite magnetica Riv. Ital. Saldatura - n. 6 - Novembre / Dicembre 2008 809 F. Foroni et al. - Applicazione del processo di saldatura ad elettroscoria per la placcatura interna di apparecchi a pressione 5. Innovazione (nuovi flussi) ESW alta velocità (monostrato): criteri che hanno portato alla scelta del processo ESW ad alta velocità con nastro da 90 × 0.5 mm Figura 7 - Testa attrezzata. Figura 8 - Processo ESW ad “alta velocità”: sistema in funzione. Anche in questo nuovo scenario la società Belleli ha scelto la soluzione con il nastro di larghezza uguale a 90 mm. TABELLA II - Condizioni di saldatura processo ESW ad “alta velocità”. Condizioni di saldatura ed elementi caratterizzanti il processo ad “alta velocità” Processo Dimensione nastro Tipo di nastro Corrente (A) Tensione (V) Velocità (cm/min) Apporto termico (kJ/cm) Stick out (mm) Spessore del deposito (mm) Ferrite magnetica ESW 60 x 0.5 309 LNB 1400 25 35 10.3 35 4.5 4÷5% 810 Riv. Ital. Saldatura - n. 6 - Novembre / Dicembre 2008 ESW (1) 90 x 0.5 309 LNB 2400 25 35 11.4 35 4 5% (2) 2700 25 40 11.3 35 4 5÷6% 6. Risultati tecnici a confronto Vedere Grafici 2 e 3, Figure 9, 10 e 11 e Tabella III seguenti. Deposito - Rapporto peso/superficie (kg depositato x m² di superficie) Con lo studio e la proposta di nuovi flussi, da parte di alcuni fornitori di materiali di saldatura, si è potuto rivalutare il modo di utilizzare il processo ESW. La comparazione con il processo tradizionale (standard) è facile ed i vantaggi sono immediati ed evidenti (Tab. II): 1. più che un vantaggio una premessa: l’impianto di saldatura e la testa di saldatura raffreddata ad acqua forzata sono gli stessi (nessuna modifica è richiesta - Figg. 7 e 8); 2. uso di velocità di saldatura più elevate; 3. aumento del tasso di deposito aumentando i parametri elettrici (A e V); 4. la scelta di velocità più elevate e l’aumento dei parametri elettrici non ha comportato comunque un aumento degli apporti termici (buona cosa pensando ai temi legati alla corrosione ed al disbonding); 5. diminuzione delle diluizioni; 6. diminuzione dello spessore del deposito come conseguenza della minore diluizione (minore quantità di nastro da depositare); 7. diminuzione dei tempi di esecuzione; 8. diminuzione dei costi del deposito; garantendo nel contempo l’analisi chimica richiesta dai codici e valori di ferrite più centrati rispetto alle richieste dei clienti. Processo elettroscoria (ESW), processo arco sommerso (SAW) Grafico 2 - Deposito - Rapporto peso/superficie [kg/m²]. F. Foroni et al. - Applicazione del processo di saldatura ad elettroscoria per la placcatura interna di apparecchi a pressione Figura 9 - Foto macrografia del deposito eseguito con processo ESW “standard” per valutazione di: profilo superficie del deposito → piatto; profilo della passata con il materiale base → buono; profilo della penetrazione → uniforme, anche nella zona della sovrapposizione della passata; spessore deposito = 4.5 mm; penetrazione = 1.5 mm; diluizione = 25% circa. Figura 10 - Foto macrografia del deposito eseguito con processo ESW ad “alta velocità” per valutazione di: profilo superficie del deposito → piatto; profilo della passata con il materiale base → buono; profilo della penetrazione → uniforme, anche nella zona della sovrapposizione della passata; spessore deposito = 4.0 mm; penetrazione = 1.0 mm; diluizione = 20% circa. Grafico 3 - Andamento degli elementi Cr, Ni, Nb nello spessore di 4 mm relativo al deposito eseguito con processo ESW “alta velocità” con nastro 90 x 0.5 mm. Figura 11 - Risultato prove di disbonding dopo raffreddamento in acqua di provini eseguiti con processo ESW ad “alta velocità”. Riv. Ital. Saldatura - n. 6 - Novembre / Dicembre 2008 811 F. Foroni et al. - Applicazione del processo di saldatura ad elettroscoria per la placcatura interna di apparecchi a pressione TABELLA III - Analisi chimica tipica del nastro utilizzato. Composizione chimica (%) C 0.016 Mn 2.180 Si 0.430 S 0.002 7. Verifica del deposito in produzione mediante u.t. lato deposito (Tecnica 1 secondo ASME Sec.V Art. 4, para T-473) Con la Tecnica 1 il criterio di accettabilità è più restrittivo, poiché si confronta il difetto con un riflettore campione la cui superficie riflettente è un disco di 812 Riv. Ital. Saldatura - n. 6 - Novembre / Dicembre 2008 P 0.017 Cr 23.600 Ni 12.450 diametro 3 mm, o la generatrice di un cilindro di diametro 1.5 mm. La tecnica permette di individuare, oltre a mancanze di adesione, anche difetti presenti all’interno dello spessore di deposito. Occorre precisare però che, con un processo di placcatura monostrato (quale tipicamente è ESW), l’incidenza di questi difetti è praticamente nulla. Mo 0.100 Nb 0.730 Cu 0.070 N 0.048 Poiché questa tecnica prevede di effettuare la scansione soltanto dal lato placcato, possono rendersi necessarie operazioni preliminari di ‘dressing’ della superficie per rendere il profilo adatto ad ottenere il grado di accoppiamento necessario (soprattutto su depositi eseguiti con processo SMAW, come i ripristini di placcatura). F. Foroni et al. - Applicazione del processo di saldatura ad elettroscoria per la placcatura interna di apparecchi a pressione 8. Verifica del deposito in produzione mediante u.t. lato materiale base e/o lato deposito (Tecnica 2 secondo ASME Sec.V Art. 4, para T-473) Con la Tecnica 2 il criterio di accettabilità è meno restrittivo, essendo il riflettore campione di superficie riflettente maggiore. Non bisogna dimenticare, però, l’effetto dovuto alla divergenza del fascio in campo lontano, effetto che diventa preponderante per spessori elevati. Anche questa tecnica consente, con gli opportuni trasduttori, il rilevamento di discontinuità situate nello spessore della placcatura, anche se il codice ASME non lo esplicita. Poiché questa tecnica prevede di eseguire la scansione indifferentemente da una delle due superfici, non sono a rigore richieste operazioni di molatura preliminari per garantire l’accoppiamento, e questa tecnica consente, con un solo blocco di riferi- mento, di controllare le placcature ESW a nastro ed anche i ripristini eseguiti con altri processi (SAW, SMAW, FCAW). Si cita anche la tecnica di controllo dell’adesione definita in ASME Sec. II, SA-578, che prevede controllo a reticolo e criteri di accettabilità ancora meno restrittivi. A rigore, questa norma si applica soltanto a lamiere placcate per laminazione od esplosione, anche se viene spesso richiesta nella costruzione di apparecchi in pressione. Riv. Ital. Saldatura - n. 6 - Novembre / Dicembre 2008 813 814 Riv. Ital. Saldatura - n. 6 - Novembre / Dicembre 2008 Chromium, equivalent = %Cr + %Mo + 1.5 x %Si + 0.5 x %Cb Figura 12 - De Long Weld Metal Delta Ferrite Content Diagram. Nickel, equivalent = %Ni + 30 x %C + 0.5 x %Mn Il controllo del contenuto di ferrite magnetica può essere eseguito, sui depositi di produzione, mediante un ferritoscopio, strumento funzionante sul principio dell’induzione magnetica: si correla il flusso misurato dalla sonda con la ferrite presente nel campione di taratura (il cui contenuto di ferrite, misurato con esame metallografico, è certificato). Questo sistema, estremamente versatile, semplice e rapido nell’applicazione, risente però di alcune limitazioni, ed in particolare: l’orientazione dei domini magnetici influisce sulla misura (quindi eventuali deformazioni a freddo falsano il valore, così come la posizione del trasduttore rispetto al deposito), l’effetto della saturazione diventa non trascurabile per valori di ferrite medio-alti. Nel dettaglio, il valore di Ferrite Number (FN) che si legge sul ferritoscopio equivale al valore di ferrite percentuale solo fino a 7, mentre, per valori più elevati, il valore di FN letto risulta superiore al valore di Fe% di diversi punti, a causa della saturazione. Ciò risulta evidente osservando, per esempio, il diagramma di De Long riportato nella Figura 12. Per limitare l’influenza di queste incertezze sulla misura del contenuto di ferrite con strumento portatile, senza ricorrere alla misura della ferrite metallografica, si possono adottare differenti formule di calcolo, a partire dai valori degli elementi di lega (Cr-equivalenti e Ni-equivalenti misurati, ad esempio, con uno spettrometro portatile). Si presentano le Formule più note (Schaeffler, De Long, WRC) (Figg. 12, 13 e 14). L’andamento dei valori di ferrite magnetica dei depositi ESW ad “alta velocità” è estremamente costante e ripetitivo. I controlli, eseguiti prima del PWHT, sui depositi delle virole (nastro da 90 mm) attestano valori da 6 a 7.5 FN (da 5 a 6 FN dopo PWHT). La dispersione aumenta leggermente se si considerano le variazioni di profilo come gli slalom, i sormonti o le riprese di placcatura, dove è necessaria una cura attenta per evitare l’innalzamento del contenuto di ferrite a valori fino a 9 FN, o anche superiori. Chromium, equivalent = %Cr + %Mo + 1.5 x %Si + 0.5 x %Nb Figura 13 - Schaeffler Weld Metal Delta Ferrite Content Diagram. Nieq = Ni + 35 C + 20 N + 0.25 Cu 9. Controllo del contenuto di ferrite magnetica: confronto fra le scale FN, Fe% e le formule proposte per il calcolo Nickel, equivalent = %Ni + 30 x %C + 30 x %N + 0.5 x %Mn F. Foroni et al. - Applicazione del processo di saldatura ad elettroscoria per la placcatura interna di apparecchi a pressione Creq = Cr + Mo + 0.7 Nb Figura 14 - WRC 1992: Weld Metal Delta Ferrite Content Diagram. F. Foroni et al. - Applicazione del processo di saldatura ad elettroscoria per la placcatura interna di apparecchi a pressione 10. Conclusioni Rispetto all’uso del processo ESW “standard”, con il processo ESW ad “alta velocità” si deposita meno e con velocità più elevate. Da quanto detto si ottiene un conseguente risparmio: • sui tempi globali d’esecuzione del deposito (ore spese) // TEMPO: - 40% per ESW (1) in Tab. II // TEMPO: -47% per ESW (2) in Tab. II • sui tempi solari • sul peso di nastro depositato // kg: -11% • sui costi // COSTO COMPLESSIVO: - 4,2% (rif. variabile legato al costo orario della Società) con garanzia della qualità richiesta per il deposito, soddisfacendo le richieste più severe imposte dagli utilizzatori degli apparecchi a pressione. Bibliografia [1] Gittos F., Robinson L., Gooch G.: «Disbonding of austenitic stainless steel cladding following high temperature hydrogen service», Doc. IIW IX-H-653-07 - 2007 [2] Pashold R., Karlsson L., Gittos F.: «Disbonding of austenitic weld overlays in hydroprocessing applications», Svetsaren n° 1 - 2007. [3] Tanaka O., Takeba K., Matsushita Y.: «Improvement in hydrogen-induced disbonding susceptibility», Welding Review - May 1984. Fausto FORONI, ha conseguito il diploma di Perito Industriale Metalmeccanico nel 1975, è Welding Engineer Manager and Supervisor e Welding Inspector level III. Dal 1976 in Belleli come Welding Engineer Coordinator, quindi dal 1997 in FRO Saldatura (gruppo Air Liquide Welding) in qualità di Product Manager for Welding Consumables. Dal 2002 è occupato presso la società Belleli Energy C.P.E. di Mantova. È in possesso della certificazione di “International Welding Technologist” (IWT). Michele MUSTI, diplomato Perito Elettronico, dal 1983 è dipendente presso la ditta Belleli Energy C.P.E. di Mantova nella quale occupa il ruolo di Welding Engineer. La sua attività è particolarmente dedicata all’area qualifica dei processi di saldatura e saldatori. Dal 1995 è certificato “European Welding Technologist”(EWT). Nicola MAESTRI, ha conseguito la Laurea in Ingegneria Meccanica presso l’Università di Bologna nel 2003. È Responsabile del Controllo Qualità di stabilimento presso la società Belleli Energy C.P.E. di Mantova. Ha ottenuto la certificazione di “International Welding Engineer” (IWE) e la certificazione Livello 3 EN 473 PT, MT, UT, RT. 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. La saldatura nei francobolli Robot di saldatura (Welding robots) Italia 1983 Svezia 1984 Germania (DDR) 1987 Riv. Ital. Saldatura - n. 6 - Novembre / Dicembre 2008 815 La costruzione del template per la gigantesca piattaforma Tombua Landana E. de Man * A. van Aartsen ** Sommario / Summary Più grossa e più pesante, e con le tolleranze più strette finora richieste: questa in sintesi la sfida raccolta da Heerema Vlissingen per la costruzione del template della piattaforma petrolifera Tombua Landana alta 474 metri. Le soluzioni sono state trovate in una logistica attenta e in un assemblaggio di precisione, con l’ausilio di tecniche sofisticate di saldatura. Thicker and heavier, and with sharper tolerances than ever before - this was in essence the challenge Heerema Vlissingen faced in the construction of the template for the Tombua Landana oil and gas platform. The answer was found in smart logistics and precision work, supported by proven welding solutions. Keywords: Cored filler wire; design; FCA welding; GMA welding; manufacturing; mechanical properties; offshore structures; structural steels; submerged arc welding; tubular constructions. * ESAB Nederland BV - Amersfoort (Olanda). ** Heerema Vlissingen BV - Vlissingen (Olanda). Riv. Ital. Saldatura - n. 6 - Novembre / Dicembre 2008 821 E. de Man e A. van Aartsen - La costruzione del template per la gigantesca piattaforma Tombua Landana La struttura di base della piattaforma Tombua Landana La struttura di base della torre (Tower Base Template - TBT) copre una superficie di 40x40 metri, è alta 24 metri e pesa 3000 tonnellate. Comprende 12 pali di fondazione che pesano in totale 9500 tonnellate. È stata completata e spedita in Angola nel Dicembre 2007. La Figura 1 mostra lo schema costruttivo del template. I componenti principali sono i “pile sleeve clusters”, i “rows” ed i martinetti per il livellamento. Non sono mostrati, ma verranno descritti più avanti, gli attacchi per il sollevamento utilizzati dalle gru degli speciali pontoni HMC per la messa in opera. I pile sleeve clusters costituiscono gli angoli del template; hanno il compito di guidare i 12 pali di fondazione che verranno infissi, attraverso loro, nel fondo del mare. Elemento cruciale durante l’installazione dei pali lunghi 190 metri a quasi 400 metri di profondità sono i coni aperti (pile catchers) alla sommità dei “pile sleeves”; essi dovranno accogliere i pali di fondazione appesi alla gru e guidarli nei pile sleeves, dopo di che i pali verranno infissi nel fondale. Parte della lunghezza dei pali di fondazione rimarrà sporgente sopra i pile sleeves. La Tower Base Section - TBS (parte inferiore della torre) verrà piazzata sopra di essi e fissata al Tower Base Template - TBT. I rows sono costruzioni reticolari di tubi che collegano i quattro pile sleeve clusters a formare un insieme rigido. Quattro martinetti di livellamento, montati sulle colonne centrali del traliccio, posizioneranno il TBT sul piano orizzontale con grande precisione. L’intero progetto Tombua Landana è caratterizzato dalle tolleranze di costruzione molto strette, dato che le strutture saranno montate una sull’altra in acque profonde 400 metri, una situazione che penalizza inflessibilmente ogni disallineamento. La struttura TBT è costruita con tolle- 822 Riv. Ital. Saldatura - n. 6 - Novembre / Dicembre 2008 ranze tre volte più precise rispetto a quelle richieste in una normale costruzione offshore. Inoltre, essendo la prima parte della torre ad essere costruita, tutti gli occhi erano puntati su Heerema. Due responsabili della Daewoo e due della Chevron hanno supervisionato il progetto e ispezionato regolarmente la costruzione. Tipi di acciaio, caratteristiche meccaniche e temperature di preriscaldo Gli acciai sono stati scelti in accordo a “General Specification 1.14 - Structural steels and other materials” emessa da Cabinda Gulf Oil Company per i progetti nel blocco 14. In questa specifica i materiali vengono classificati I ed I-X, II e II-X, III, IV e V. I materiali tipo I sono per elementi strutturali e giunti tubolari scatolati veramente critici ed i materiali tipo II per elementi e giunti dove una frattura è rischiosa per la struttura. I materiali III, IV, V sono per componenti non critici. Heerema Vlissingen ha acquistato vari tipi di lamiere del tipo EN 10225 Grado 355 (laminate con controllo termomeccanico) e del tipo API 2MT1, per soddisfare i requisiti I e II, rispondenti anche ai requisiti “through thickness properties”. Tutti i principali tipi di acciaio sono stati forniti da Dillinger Hüttewerke in Germania. Le caratteristiche meccaniche delle saldature sono fissate dalla “General Specification 1.15 - Structural welding and inspection” emessa da Cabinda Gulf Oil Company. Per tutte le qualifiche della procedura di saldatura sono state richieste le prove Charpy-V sia sul deposito che sulla zona termicamente alterata con intaglio posto al centro della saldatura, sulla linea di fusione e a 2 mm dalla linea di fusione. Per gli acciai tipo I e II, con spessore uguale o superiore a 63 mm, sono state richieste prove CTOD del deposito e della zona termicamente alterata, da effettuare sugli spessori più elevati da saldare utilizzando le più alte temperature di preriscaldo e di interpass consentite dalle procedure di saldatura da qualificare. La Tabella I mostra una serie di requisiti CVN e CTOD. In aggiunta è stato stabilito un ulteriore requisito di durezza pari a 325 HV10 max nella sezione trasversale della saldatura. In questo tipo di costruzioni, caratterizzate da grossi spessori, è essenziale prevenire le cricche da idrogeno (cold cracking); per cominciare, vengono utilizzati acciai con limitata temprabilità. La specifica “General Specification 1.14 Structural steels and other materials” Figura 1 - La struttura di base TBT (in colore grigio), la sezione inferiore della torre TBS (in colore marrone) ed i pali di fondazione. E. de Man e A. van Aartsen - La costruzione del template per la gigantesca piattaforma Tombua Landana TABELLA I - Caratteristiche meccaniche WPQ per acciai tipo I e II. CVN CTOD Tipo acciaio minimo medio minimo singolo spessore minimo I 34 J /-40°C 27 J /-40°C <76 mm >76 mm 0.25 mm/-10°C 0.38 mm/-10°C II 34 J /-18°C 27 J /-18°C <76 mm >76 mm 0.25 mm/-10°C 0.38 mm/-10°C TABELLA II - Procedura di preriscaldo e interpass. Spessore Preriscaldo Interpass <38 mm 38-65 mm >65 mm 10°C 65°C 110°C <200°C <200°C <200°C indica un valore massimo Pcm di 0.23 (formula CE estesa). In saldatura, oltre all’impiego di materiali d’apporto a basso idrogeno, il preriscaldo è essenziale per la prevenzione delle cricche a freddo. La specifica Cabinda “General Specification 1.15 Structural welding and inspection” fa riferimento ad AWS D1.1, per le temperature di preriscaldo e di interpass da utilizzare. Per gli acciai tipo I e II, la Tabella II mostra le temperature di preriscaldo e interpass in funzione degli spessori, secondo la Tabella 3.2 delle norme AWS. Procedimenti di saldatura e materiali d’apporto Le costruzioni offshore, generalmente, sono caratterizzate dall’utilizzo di lamiere e di tubi di grosso spessore, con giunti in tutte le posizioni di saldatura. Un certo numero di giunti può essere effettuato in piano, ma la gran parte del lavoro è costituita da interventi manuali su parti spesso complesse come i nodi nel “jacket”. Heerema Vlissingen applica tre principali procedimenti: • Saldatura manuale con fili animati flux-cored per tutte le posizioni • Saldatura ad arco sommerso in piano per giunti di grosso spessore • Saldatura manuale con elettrodi per i giunti di più difficile accessibilità. La scelta dei materiali d’apporto per questi procedimenti è basata sulle caratteristiche meccaniche, sulla produttività e, molto importante, sul basso contenuto di idrogeno (Tab. III). Saldatura con fili animati flux-cored Per le saldature manuali in posizione è stato impiegato quasi esclusivamente Filarc PZ6138 - Ø1.2 mm, abbinato ad una miscela di gas Ar/CO2. Filarc PZ6138 è un filo animato rutilico, adatto per tutte le posizioni, con 0.9% nichel e micro-legato con titanio e boro per ottenere buoni valori di resilienza a -60°C e buone proprietà CTOD a -15°C. Le proprietà del deposito sono state sufficienti per quasi tutti i progetti che Heerema ha realizzato da molti anni. Inoltre, il filo animato offre un tasso di deposito nelle saldature in posizione non ottenibile con altri procedimenti manuali (3-4 kg/h al 100% in CC) ed ha una eccellente saldabilità, operando in sprayarc senza spruzzi in una vasta gamma di parametri di saldatura. Le passate di fondo possono essere effettuate con supporto ceramico. È stato essenziale, quando Heerema Vlissingen ha scelto il filo Filarc PZ6138, che ESAB fosse in grado di garantire che il livello di idrogeno rimanesse nella classe EN H5, per ogni lotto di produzione e per molti anni. Questo dato, insieme con una vita a magazzino praticamente illimitata ed un minimo assorbimento di umidità durante il lavoro in cantiere, ha facilitato la scelta di questo filo per la costruzione. Heerema Vlissingen utilizza anche il filo basico Filarc PZ6125 per le passate di fondo senza supporto ceramico. Saldatura ad arco sommerso Per questo procedimento è stata scelta una inusuale combinazione flusso/filo: ESAB OK Flux 10.47 con filo OK Tubrod 15.24S - Ø 4 mm; un abbinamento di flusso fuso e filo animato basico. I flussi fusi, utilizzati con fili pieni, non sono mai stati la migliore scelta per costruzioni impegnative, per le scarse caratteristiche meccaniche. Presentano tuttavia certi vantaggi: il più importante per la saldatura di strutture offshore è la loro completa non-igroscopicità (Fig. 2) che consente di utilizzarli senza procedure di ricondizionamento. Migliorando le caratteristiche meccaniche del deposito con l’utilizzo di un filo animato basico, anziché utilizzare un flusso agglomerato altamente basico, questo abbinamento raggiunge le se- TABELLA III - Materiali d’apporto a basso idrogeno utilizzati nel progetto Tombua Landana. Materiali ESAB Filarc PZ6125 Filarc PZ6138 OK Flux 10.47 / OK Tubrod 15.24S Filarc 76S Classificazione EN 758:T 42 6 1Ni B M 1H5 758:T 46 5 1Ni P M 1H5 EN: S 46 5 AB T3Ni1 (AW) 499: E 42 6 Mn1Ni B 32 H5 Classificazione AWS 5.29: E71T-5G 5.29: E81T1-Ni1MJ H4 5.23: F8A4-EC-G (AW) 5.5: E7018-G Riv. Ital. Saldatura - n. 6 - Novembre / Dicembre 2008 823 E. de Man e A. van Aartsen - La costruzione del template per la gigantesca piattaforma Tombua Landana Maggior deposito su giunto fra lamiere da 50 mm Incremento di produttività del 30% Risultati dell’esposizione all’ambiente Prove di esposizione all’idrogeno diffusibile OK Flux 10.47 con OK Tubrod 15.24S Ø 4 mm 600 A, stickout 30 mm, 30 V -3 Esposizione @19g H2O m (25°C, 80%RH) Idrogeno diffusibile (ml/100 g) 10.0 8.0 Filo pieno: 48 passate 6.0 4.0 2.0 0.0 0 2 4 6 8 10 12 14 OK Tubrod 15.24S: 37 passate Giorni Figura 2 - OK Flux 10.47 / OK Tubrod 15.24S. Risultati dell’esposizione all’ambiente e tasso di deposito. guenti caratteristiche meccaniche tipiche: • Carico di rottura 510 MPa • Allungamento 29% • CVN 106 J a -50°C • CTOD 0.95 mm a -10°C (Heerema ha ottenuto >0.25 mm a -29°C) Questi risultati sono pienamente sufficienti per la gran parte delle applicazioni e questo consente di utilizzare il flusso senza ricondizionamenti direttamente dalle confezioni originali, con grande semplificazione delle operazioni in cantiere. Per il progetto Tombua Landana le qualificazioni delle procedure di saldatura sono state effettuate alle temperature richieste ed i requisiti meccanici sono stati soddisfatti con ampi margini. Un altro grande vantaggio è il tasso di deposito del filo animato che risulta pile sleeve essere notevolmente più elevato rispetto a quello di un filo pieno con flusso basico, con il risultato di poter ridurre il numero delle passate e di migliorare la produttività di circa il 30%, ottimo vantaggio per ogni costruzione (Fig. 2). Grazie alla natura vetrosa del flusso, la robustezza del grano è notevolmente più elevata rispetto a quella di un flusso agglomerato basico. Questo comporta minore sbriciolamento e quindi minore polverosità e migliore riciclo del flusso. Saldatura con elettrodi (MMA) È stato utilizzato l’elettrodo Filarc 76S per le puntature e per le passate di fondo nei giunti di difficile accesso. Filarc 76S è un elettrodo basico che salda sia in CA che in CC, con buone caratteristiche di resilienza a -60°C e sottoposto a prova CTOD nelle condizioni come saldato (AW) e dopo ricottura di distensione (SR). È utilizzato da lungo tempo, sin da quando la saldatura manuale con elettrodi era il metodo principale di costruzione per le strutture offshore. Questo elettrodo è caratterizzato da basso tenore di idrogeno e scarso assorbimento di umidità ed è stato fornito in confezioni sottovuoto VacPac, per la totale protezione fino all’utilizzo. catcher shear plate upper yoke plate lower yoke plate main leg Figura 3 - Costruzione del pile sleeve cluster - guida per i pali di fondazione. 824 Riv. Ital. Saldatura - n. 6 - Novembre / Dicembre 2008 E. de Man e A. van Aartsen - La costruzione del template per la gigantesca piattaforma Tombua Landana Principali saldature nei gruppi di manicotti di guida per i pali di fondazione La Figura 3 mostra la costruzione dei pile sleeve clusters; sono indicati i componenti principali. I pile sleeves, la parte che guida i pali di fondazione, sono stati prefabbricati da SIF Group bv, a Roermond, come pure i pali di fondazione stessi. Anche le parti coniche (pile catchers) sono state assiemate ai pile sleeves durante la prefabbricazione. Le saldature, in gran parte circonferenziali, sono state effettuate con procedimento ad arco sommerso. Heerema Vlissingen ha completato i catchers con piastre di rinforzo (Fig. 4). Ciò ha comportato l’esecuzione di un grande numero di giunti testa a testa a piena penetrazione e di giunti d’angolo, tutti realizzati mediante saldatura manuale con filo animato. Dove possibile, le passate di fondo sono state effettuate con l’ausilio di supporti ceramici. Le giunzioni fra i pile sleeves e le piastre di collegamento hanno comportato l’esecuzione di giunti di spessore 51 mm preparati a K simmetrico (angolo di apertura di 40°, distacco tra i lembi 5 mm e spalla 1mm) effettuati con arco sommerso con combinazione filo animato OK Tubrod 15.24S / OK Flux 10.47 e minitractor ESAB A2 (Fig. 5). La passata di fondo di queste saldature a piena penetrazione è stata effettuata con PZ6125 su supporto ceramico e, per raggiungere uno spessore sufficiente a supportare le passate ad arco sommerso, è stata aggiunta una “hot pass” con Figura 5 - Saldatura ad arco sommerso delle shear plates ai pile sleeves. PZ6138. A questo stadio la costruzione può ancora essere girata sui posizionatori a rulli, con l’ausilio di contrappesi, per poter utilizzare il procedimento ad arco sommerso su entrambi i lati. Quando due coppie pile sleeve-piastra di collegamento, sabbiate e verniciate, vengono unite alla “main leg”, l’insieme non può più essere ruotato. In questo caso è stata impiegata una combinazione di SAW per la saldatura in piano e FCAW per la saldatura sopratesta, con passata di fondo su supporto ceramico. La preparazione dei giunti è a K asimmetrico, la parte più ampia (2/3) saldata in piano con il processo più produttivo arco sommerso e la parte più ristretta (1/3) saldata in sopratesta con filo animato. Quando viene saldato il terzo ed ultimo pile sleeve alla main leg, la posizione del giunto è in piano frontale. La preparazione dei giunti è ancora a K simmetrico e viene saldato completamente con filo animato PZ6138. Sono state quindi saldate le “yoke plates” superiore e inferiore con procedimento manuale a filo animato. I giunti a X ed a K a piena penetrazione, in tutte le posizioni, sono stati realizzati con procedimento FCAW con filo PZ6138 e Figura 4 - Saldatura con filo animato dei catchers. supporti ceramici per le passate di fondo. Giunti a TKY nei rows I rows, strutture reticolari composte da grossi tubi che collegano i quattro pile sleeve clusters, sono prefabbricati sia nei capannoni che all’aperto. La loro disposizione sul pavimento dello stabilimento (Fig. 6) mostra la grande precisione dimensionale richiesta. Le due colonne a destra e sinistra non fanno parte della struttura; esse hanno le stesse dimensioni delle main legs dei pile sleeve clusters e in modo preciso fissano le dimensioni del row prima della puntatura. Le tolleranze ammesse sono molto piccole, ±6 mm sul piano orizzontale e ±3 mm sul piano verticale, e richiedono una estrema precisione. Figura 6 - Posizionamento dei componenti del row, prima della saldatura. Un lavoro di precisione. Riv. Ital. Saldatura - n. 6 - Novembre / Dicembre 2008 825 E. de Man e A. van Aartsen - La costruzione del template per la gigantesca piattaforma Tombua Landana all’esterno. La parte interna del giunto viene saldata manualmente, in verticale ascendente. La passata di fondo è sostenuta da supporto ceramico. Una volta rimosse le piastre provvisorie di montaggio, la gran parte del deposito viene effettuata in modo meccanizzato dall’esterno, in verticale ascendente (dalle ore 6 alle ore 12 del quadrante dell’orologio), in gran parte con un leggero movimento di pendolamento. I parametri di saldatura vengono variati dall’operatore in funzione della posizione. Controlli dimensionali e finitura delle saldature Figura 7 - Assemblaggio del template; i rows vengono accuratamente posizionati secondo i limiti di tolleranza con l’ausilio di colonne montanti provvisorie (a sinistra), prima della saldatura definitiva ai montanti dei pile sleeve clusters (visibili sullo sfondo). Si tratta di una procedura di controlli dimensionali praticamente infinita. La stessa procedura viene ripetuta durante il montaggio del template (Fig. 7), prima che i rows vengano alla fine collegati alle main legs dei quattro pile sleeve clusters. Tutti i nodi (giunti a TKY) sono saldati nella posizione in cui si trovano nella Figura 7, con filo animato PZ6125 per le passate di fondo e PZ6138 per i riempimenti. La Figura 8 mostra la saldatura con filo animato su uno speciale giunto TKY dei perni di sollevamento; questi verranno usati per attaccare i cavi di sollevamento al template durante l’installazione. Parte dei perni viene saldata ad Figura 8 - Saldatura con filo animato di un perno di sollevamento. 826 Riv. Ital. Saldatura - n. 6 - Novembre / Dicembre 2008 arco sommerso con OK Flux 10.47 / OK Tubrod 15.24S (Fig. 9). Pali di fondazione I pali di fondazione sono prefabbricati da SIF Group bv, in lunghezze di 83-93 m. Per raggiungere la lunghezza finale di 170-190 m, devono essere giuntati (Figg. 10 e 11). Anche questa operazione è stata effettuata con filo animato PZ6138, ma in questo caso con un dispositivo meccanizzato ESAB Railtrac. La preparazione del giunto, specifica per questo metodo, è a X asimmetrico, con la maggior parte del volume del giunto Le normali costruzioni offshore, ad esempio il jacket sopra il quale vengono piazzati il deck e i moduli operativi, sono normalmente soggette ad un rigoroso controllo dimensionale, che però è meno stringente rispetto al caso della struttura Tombua Landana. Tre diverse strutture, infatti, costruite in tre diversi cantieri, vengono montate una sull’altra in acque profonde circa 400 m e devono semplicemente incastrarsi una esattamente sull’altra. Questo comporta un severissimo controllo dimensionale, circa tre volte più preciso rispetto allo standard. Questo è ugualmente valido sia per la costruzione dei componenti del template (TBT), sia per i pile sleeve clusters e i rows. Per esemplificare i controlli dimensionali e le loro implicazioni nelle fasi di saldatura, ritorniamo alla costruzione dei pile sleeve clusters, come mostrato nella Figura 12. Figura 9 - Saldatura ad arco sommerso di un perno di sollevamento. E. de Man e A. van Aartsen - La costruzione del template per la gigantesca piattaforma Tombua Landana Figura 10 - Giunzione dei pali di fondazione, sotto tende di protezione contro pioggia e vento. La figura mostra l’insieme completo e le distanze nominali fra il centro dei pile sleeves e il centro della main leg (5172.5 e 5173 mm). La massima tolleranza accettabile è di 3 mm. Una simile stretta tolleranza è richiesta per le distanze dei pile sleeves fra loro, nelle direzioni X e Y e nelle mutue distanze nella direzione Z. Questo controllo dimensionale è il requisito di base e tutto il processo dipende da esso. Teoricamente le yoke plates prefabbricate, con il loro cianfrino a K, devono incastrarsi perfettamente, in modo che vi sia un distacco al vertice costante tra i pile sleeves / main leg e i cianfrini della yoke plate preparati a K. In pratica, questo è estremamente difficile da ottenere. Praticamente, il distacco al vertice appare sempre più o meno eccentrico e deve essere corretto mediante molatura nei punti più stretti e mediante imburratura (e seguente molatura) nei punti più larghi. Figura 11 - Saldatura verticale ascendente con ESAB Railtrac e filo Filarc PZ6138. È un grande dispendio di tempo. Le misure sono state effettuate da tre enti: Heerema Vlissingen, Passe-Partout (consulente indipendente) e Chevron, che hanno lavorato in modo completamente indipendente secondo metodi di misura concordati. Chevron era il responsabile delle misure e delle relazioni finali. Un’altra attività gravosa è stata la molatura in Classe C e in Classe A delle saldature. La molatura è stata effettuata con dischi abrasivi in ossido di alluminio. La molatura in Classe C viene richiesta per i giunti TKY tra gli elementi di controventatura ed il pilone centrale (al centro di ogni row) e tra gli elementi di controventatura e la main leg del pile sleeve cluster. Viene effettuata per correggere l’eccessiva convessità del cordone, intagli o incisioni marginali al piede della saldatura. La molatura al piede della passata di finitura deve essere continuata fino a quando la di- Figura 12 - Controllo dimensionale del pile sleeve cluster. stanza tra disco e piastra non permetta più il passaggio di un filo di 1mm di diametro (Fig. 13). La molatura in Classe A viene effettuata sulle saldature che collegano il yoke plate inferiore alla main leg del pile sleeve cluster su ambedue i lati del giunto a K. Classe A significa che il profilo della saldatura viene riportato al raggio teorico. Questa verifica viene effettuata con una sagoma di 45 mm di raggio, e la tolleranza è rappresentata dalla dimensione di una clip fermacarte che non deve poter passare tra la sagoma e la saldatura. La lunghezza totale delle saldature da molare è stata di 2x11.5 m per ognuna delle main legs. Conclusioni La struttura di base del progetto Tombua Landana è stata una delle più impegnative costruzioni finora realizzate da Heerema Vlissingen. Ha richiesto una programmazione accurata ed un livello di precisione mai sperimentato finora. L’azienda ha completato la costruzione nei tempi previsti e l’intera piattaforma di 474 m è ora in fase di installazione a cura della Heerema Marine Contractor (HMC). La sicurezza è stata un fattore essenziale. Per garantire il livello di prestazioni e di qualità necessari, Heerema Vlissingen ha preso parte al programma di sicurezza - Incident and Injury Free (IIF) - organizzato da Chevron con workshop e seminari per migliorare il livello di conoscenza e addestramento del personale di cantiere. Riv. Ital. Saldatura - n. 6 - Novembre / Dicembre 2008 827 E. de Man e A. van Aartsen - La costruzione del template per la gigantesca piattaforma Tombua Landana Per quanto riguarda le soluzioni di saldatura, Heerema Vlissingen ha dato piena fiducia alle tecnologie per i materiali d’apporto a basso tenore di idrogeno sviluppate da ESAB, un fornitore che ha soddisfatto in pieno le aspettative anche in termini di sistema di gestione della qualità e controllo dell’impatto ambientale. I complimenti vanno anche al team di saldatori del cantiere Heerema Vlissingen, che hanno realizzato questo lavoro impegnativo con grande professionalità, sopportando i disagi delle alte temperature di preriscaldo e interpass, e lavorando spesso in condizioni disagevoli. Ringraziamenti Figura 13 - Molatura in Classe C sui giunti TKY per correggere convessità, intagli e incisioni marginali alla radice della saldatura. Ringraziamo Ham Sanstra, Production Manager di Heerema BV, per averci consentito la visita ai cantieri di Vlissingen e per tutte le informazioni. Eric DE MAN, (EWE) Product manager per i materiali d’apporto e key account manager presso ESAB Nederland BV, Amersfoort, Olanda. Alfred VAN AARTSEN, (EWE) Welding Engineer ai cantieri Heerema Vlissingen BV, Olanda. Appendice Progetto Tombua Landana La gigantesca piattaforma petrolifera sarà operativa nel terzo trimestre 2009 nell’area di estrazione in acque profonde di Tombua Landana, al largo delle coste dell’Angola. Il contraente principale è Daewoo Shipbuilding & Marine Engineering, su incarico di Cabinda Oil Company ed altri partners. È il centro di produzione nello sviluppo dell’area di estrazione di petrolio e gas nel blocco 14, in acque angolane. Lo sviluppo di Tombua Landana segue l’installazione di Benguela Belize, una piattaforma integrata di perforazione ed estrazione per lo sviluppo delle aree Benguela e Belize. È stata la prima applicazione della tecnologia strutturale delle torri a palafitte fuori dal Golfo del Messico. Alta 512 metri, è tra le costruzioni più alte realizzate dall’uomo. Il progetto Tombua Landana comporta la costruzione della piattaforma subacquea di perforazione ed estrazione e l’installazione di due pipelines per collegare le piattaforme al sistema di trasporto di petrolio e gas di Benguela-Belize. La torre-piattaforma Tombua Landana è alta 474 metri, quasi quanto la gemella nel blocco 14. Lo sviluppo, la costruzione e l’installazione sono state affidate a Daewoo Shipbuilding & Marine Engineering (DSME), che ha costruito la piattaforma a Okpo, in Corea, ha subappaltato la sezione di torre superiore (TTS) a Gulf Island Fabricators, la sezione inferiore (TBS) a Gulf Marine Fabricators - USA e la base della torre (TBT) a Heerema Vlissingen, Olanda. Il trasporto di tutte le strutture in Angola e l’installazione sono stati affidati a Heerema Marine Contractors, una società consorella di Heerema Vlissingen. Heerema Fabrication Group (HFG) Heerema Fabrication Group (HFG) è uno dei più grandi costruttori a livello mondiale nella progettazione e costruzione di grandi e complesse strutture per l’industria petrolifera. Ha operato nel settore offshore da quando fu scoperto il petrolio nel Mare del Nord all’inizio degli anni ’60 e si è guadagnata la reputazione di leader tecnologico per progettazione, costruzione e project management. I cantieri HFG sono situati in Olanda, a Vlissingen e Zwijndrecht, ed in Gran Bretagna, ad Hartlepool. Sono tutti dotati di grandi capannoni per la prefabbricazione e sono in grado di operare simultaneamente su più progetti di grande portata. HFG fa parte di Heerema Group, con Heerema Marine Contractor (HMC) che trasporta, installa e rimuove strutture offshore, e INTEC Engineering, che fornisce servizi di ingegneria all’industria energetica. HFG Engineering, società consociata di HFG con uffici a New Orleans e Houston, opera nella progettazione di strutture onshore e offshore. Tutte le società del gruppo Heerema operano secondo le norme ISO 9001:2000 (Quality Management Systems), ISO 14001:2004 (Environmental Management System) e OHSAS 18001:1999 (Occupational Health and Safety Management). 828 Riv. Ital. Saldatura - n. 6 - Novembre / Dicembre 2008 qGDVHPSUHOHDGHUQHOOHVROX]LRQL SHULOWDJOLRHORVPXVVRGLWXELHODPLHUHD IUHGGR/D1RVWUDJDPPDFRSUHLGLDPHWUL GD´D´SHUWXWWLLWLSLGLWXELLQPHWDO OR ODVFLDQGR XQ RWWLPR JUDGR GL ILQLWXUD /HJJHUH VHPSOLFL IDFLOL GD XWLOL]]DUH OH 1RVWUH PDFFKLQH VRQR XQ VROLGR SDUWQHU VXFXLIDUHRJQLJLRUQRDIILGDPHQWR 9,$$57,*,$1, 725%,$72',$'52%6,7$/< 7(/)$; ZZZJEFLQGXVWULDOWRROVFRPVDOHV#JEFLQGXVWULDOWRROVFRP Pubblicazioni IIS - Novità 2008 Metallurgia e saldabilità degli acciai inossidabili, del nichel e delle sue leghe Indice Capitolo 1. INTRODUZIONE. Capitolo 2. CARATTERISTICHE E PROPRIETÀ METALLURGICHE: Generalità; Acciai inossidabili al cromo; Fase sigma; Fenomeni di fragilizzazione; Acciai al cromo martensitici; Acciai al cromo martensitici - ferritici (semiferritici); Acciai al cromo ferritici; Acciai inossidabili austenitici al cromo-nichel; Acciai inossidabili austeno - ferritici (duplex); Metallurgia; Designazioni e classificazioni normative. Capitolo 3. SALDABILITÀ: Introduzione; Saldabilità degli acciai al cromo martensitici; Problemi generali di saldabilità; Procedimenti di saldatura; Saldabilità degli acciai al cromo semiferritici e ferritici; Problemi generali di saldabilità; Resistenza alla corrosione dei giunti in acciaio semiferritico e ferritico; Procedimenti di saldatura; Saldabilità degli acciai austenitici; Problemi generali di saldabilità; Influenza degli elementi di lega e diagramma di Schäffler; Criccabilità a caldo; Resistenza alla corrosione dei giunti saldati; Fase sigma; Procedimenti di saldatura; Saldature eterogenee con materiali d'apporto austenitici; Saldabilità degli acciai inossidabili austeno - ferritici (duplex); Problemi generali di saldabilità; Resistenza alla corrosione. Capitolo 4. METALLURGIA E SALDABILITÀ DEL NICHEL E DELLE SUE LEGHE: Introduzione; Caratteristiche metallurgiche; Caratteristiche delle leghe di nichel, loro classificazione; Generalità; Nichel commercialmente puro; Leghe nichel - rame; Leghe nichel cromo; Leghe nichel - molibdeno; Leghe nichel - ferro; Leghe nichel - ferro - cromo; Saldabilità; Generalità; Tecniche di saldatura; Processi di saldatura; Materiali d’apporto; Altre osservazioni; Qualificazione e certificazione dei saldatori e dei processi di saldatura; Saldatura eterogenea con apporto in lega di nichel. ISTITUTO ITALIANO DELLA SALDATURA Capitolo 5. ACCIAI PLACCATI: Generalità; Modalità di saldatura; Saldatura con materiali d’apporto diversi; Saldatura con materiale d'apporto legato; Saldatura con accessibilità da un solo lato. Divisione PRN Maura Rodella Lungobisagno Istria, 15 16141 GENOVA Tel. 010 8341385 Fax 010 8367780 Email: [email protected] www.weldinglibrary.com www.iis.it 2008, 72 pagine, Codice: 101104, Prezzo: € 48,00 Soci IIS - Membri IIS Club, Prezzo: € 38,40 La criccabilità da solidificazione (°) M. Murgia * Sommario / Summary I cosiddetti “fenomeni di criccabilità a caldo” sono uno dei difetti storici della saldatura per fusione. Di fatto, essi consistono in una rottura che si verifica nelle fasi iniziali dei processi di solidificazione in zona fusa (o di liquazione in zona termicamente alterata), in grado di propagarsi al giunto saldato. La loro origine è da attribuirsi fondamentalmente all’intervallo di solidificazione della lega (peraltro strettamente correlato con la presenza di impurezza, come ad esempio composti di zolfo), come anche alle tensioni di ritiro e alle proprietà meccaniche della lega alle temperature di solidificazione. Scopo di questo articolo è l’analisi delle cause dei fenomeni di criccabilità a caldo sia in termini generali sia anche con riferimento alle leghe più critiche, come ad esempio gli acciai inossidabili austenitici, le leghe di nichel e di alluminio. The so called “solidification cracking phenomena” are one of the historical faults in fusion welding. As a matter of fact, they represent a rupture in the initial step of the solidification (°) Memoria presentata al Convegno IIS “I fenomeni di criccabilità nei giunti saldati” - Legnano, 30 Giugno 2008. * Istituto Italiano della Saldatura - Genova. process in the fused zone (or liquation processes in the heat affected zone), liable to propagate in the welded joint. Their origin is based on the solidification range of the welded alloy (strictly related with the presence of impurities such as sulphur compounds), as well as on the solidification stress generated and the mechanical properties of the alloy at the solidification temperatures. Scope of this paper is the analysis of the origin of the solidification cracking phenomena in terms of general approach and with reference to the most critical alloys, such as austenitic stainless steel, nickel and aluminium alloys. Keywords: Aluminium alloys; carbon; fine grained steels; hot cracking; influencing factors; liquation cracking; low alloy steels; nickel alloys; phosphorus; residual stresses; solidification cracking; stainless steels; sulphur; weld shape; weldability; weldability tests. Riv. Ital. Saldatura - n. 6 - Novembre / Dicembre 2008 831 M. Murgia - La criccabilità da solidificazione Con l’espressione criccabilità da solidificazione si indica, in saldatura, il complesso dei fenomeni di fessurazione caratteristici della zona fusa o della zona termicamente alterata che si manifestano all’atto della solidificazione, indotti dall’effetto degli stati tensionali, per superamento dei limiti locali di duttilità della lega. Tale espressione si usa anche in modo distintivo nei confronti della cosiddetta criccabilità a freddo, dalla quale la criccabilità da solidificazione differisce profondamente per cause fondamentali e cinetiche di formazione (un prospetto introduttivo dei principali fenomeni di criccabilità nella saldatura degli acciai è riportato nella Fig. 1). Le dimensioni delle rotture (cricche) possono variare in un range molto ampio, da valori inferiori ad un mm (è il caso di talune cricche da liquazione, ad esempio, in zona termicamente alterata o nella zona fusa di giunti a passata multipla) a valori di varie decine di cm (con la rottura in zona fusa del giunto, talvolta per la sua intera lunghezza). Il fenomeno della criccabilità da solidificazione non è circoscritto ad una specifica tipologia di lega e può, infatti, riguardare caso per caso gli acciai da costruzione, gli acciai inossidabili austenitici, le leghe di nichel, le leghe di rame e quelle di alluminio. Le cause della criccabilità da solidificazione sono numerose e complesse ma come accennato - possono essere ricondotte in primo luogo ad un insufficiente grado di duttilità della lega, in una regione anche fortemente localizzata: ciò può dipendere da ragioni di carattere puramente microstrutturale, dalla direzione principale delle tensioni di ritiro così come anche dalla presenza di film di composti fragili a bassa temperatura di fusione (bassofondenti). È noto infatti, dal punto di vista prettamente metallurgico, che alcuni sistemi sono particolarmente sensibili alla presenza di elementi come lo zolfo, il 832 Riv. Ital. Saldatura - n. 6 - Novembre / Dicembre 2008 2.1.3 Ductility dip cracks Cricche a caldo generate, in saldatura, dalla riduzione della duttilità ad elevata temperatura della lega. Come le cricche da liquazione, esse possono verificarsi in zona termicamente alterata del materiale base oppure in giunti a passata multipla. 2. Definizioni 2.3 Prova di criccabilità con carichi esterni (externally loaded tests) Prova in cui si inducono deformazioni nella provetta mediante l’applicazione di carichi esterni, con opportune attrezzature di prova. 2.1 Cricca a caldo (hot crack) Rottura del materiale ad elevate temperature, di tipo intergranulare, dovuta al superamento di valori critici del grado e della velocità di deformazione (talvolta, piccole cricche visibili solo con un certo livello di ingrandimento, ad esempio 50X, sono chiamate microcricche). 2.1.1 Cricca da solidificazione (solidification crack) Cricche a caldo generate durante il passaggio dalla fase liquida alla fase solida della zona fusa. Esse sono in genere superficiali, ma possono anche avere andamento subsuperficiale o volumetrico. 2.1.2 Cricca da liquazione (liquation crack) Cricche a caldo generate dalla liquazione della zona termicamente alterata del materiale base oppure in giunti a passata multipla (multipass), per effetto del ciclo termico indotto dalla passata successiva. 2.2 Prova di criccabilità in condizioni di autovincolo (self restraint tests) Prova in cui la provetta è sollecitata mediante l’imposizione di specifiche condizioni di vincolo. 3. Interpretazione metallurgica della criccabilità da solidificazione Sebbene la criccabilità da solidificazione sia un fenomeno noto ed oggetto di studi approfonditi, non è possibile affermare che tutte le teorie proposte convergano in modo univoco; in particolare, essa assume caratteristiche fortemente variabili in relazione alla specifica lega, ferme restando alcune osservazioni che possono assumere carattere generale. La teoria classica della criccabilità da solidificazione fa riferimento ad un semplice sistema binario in cui siano presenti due elementi A e B, aventi diverse temperature di fusione (Fig. 2) e si basa Temperature Introduzione fosforo, il piombo ed altri, ed è altrettanto riconosciuto che microstrutture a fase singola, come ad esempio le microstrutture austenitiche, sono particolarmente sensibili al fenomeno. L’obiettivo fondamentale di questo articolo è approfondire le cause dei fenomeni di criccabilità da solidificazione, analizzando quindi le tipologie di lega maggiormente interessate, senza trascurare le modalità per le verifiche sperimentali (hot cracking tests). Time Figura 1 - Cinetica dei principali fenomeni di criccabilità negli acciai. M. Murgia - La criccabilità da solidificazione Figura 2 - Sistema binario di completa solubilità allo stato solido, con microsegregazione. sul presupposto fondamentale della ridotta o nulla diffusività degli elementi di lega nei cristalli di prima solidificazione, per effetto delle velocità di raffreddamento applicate. Considerando il raffreddamento dallo stato liquido di una lega avente composizione C 0, essa inizia a generare i primi microcristalli dopo aver toccato l’intervallo di solidificazione. Come noto, la composizione chimica di tali cristalli è descritta dalla linea del solidus, così come quella della fase liquida da quella del liquidus. Procedendo la trasformazione, a causa appunto degli effetti della velocità di raffreddamento, si osserva una progressiva differenza nella composizione chimica reale dei microcristalli rispetto a quella nominale, con un continuo arricchimento delle parti periferiche degli stessi di fasi a minore temperatura di solidificazione. Data la difficoltà o l’impossibilità di omogeneizzare la composizione chimica dei cristalli attraverso fenomeni di diffusione efficaci, essi presentano di conseguenza una regione centrale proporzionalmente più ricca di A e meno di B, al contrario delle proprie regioni periferiche. Questo fenomeno, noto come microsegregazione, determina di fatto un aumento dell’intervallo di solidificazione reale della lega rispetto a quello teorico ed incrementa i rischi di rottura, per limitata duttilità locale, caratteristici della criccabilità da solidificazione. Secondo le teorie più accreditate, l’origine del fenomeno va ricercata appunto nella fase sopra descritta, nella quale la lega è già caratterizzata da una micro- Figura 3 - Criccabilità da liquazione (schema). struttura granulare definita, con la presenza di film liquidi a bordo grano (prima) e di fasi solide a minore resistenza e duttilità (dopo) che limitano la sua resistenza nei confronti degli effetti delle tensioni di ritiro. La formazione di una prima microcricca, di tipo intergranulare, comporta un’immediata ridistribuzione dello stato tensionale nella regione circostante, essendo venuta a mancare la continuità di un confine intergranulare; di conseguenza, i legami intergranulari adiacenti risultano rapidamente sovraccaricati, con la possibilità di una rapida propagazione della rottura originale, che può assumere dimensioni finali di tipo macroscopico. Caratteristiche simili, per quanto non identiche, sono invece quelle della cosiddetta liquazione in zona termicamente alterata (Fig. 3): in questo caso non si assiste ad un processo di solidificazione, durante le prime fasi di raffreddamento, ma la lega può aver comunque raggiunto localmente temperature tali da favorire fenomeni appunto di liquazione, tali da determinare inneschi di rottura in forma intergranulare, specialmente nel caso di microstrutture a grano maggiormente ingrossato. Le cosiddette cricche da liquazione sono spesso caratterizzate da dimensioni limitate e da una rilevabilità inferiore rispetto alle cricche da solidi- ficazione in zona fusa, sia per le dimensioni che per l’orientamento, non facilmente riconducibile a modelli generali. 4. Posizione e direzione Alla luce delle prime considerazioni esposte appare evidente come sia difficile formulare ipotesi precise circa la posizione e la direzione delle rotture, che sono fortemente correlate con l’andamento ed i valori delle tensioni di ritiro, a loro volta funzione delle condizioni vincolari. Un possibile approccio all’argomento è quello che distingue il piano microscopico da quello macroscopico. Quale che sia la direzione delle tensioni principali, è possibile affermare che le rotture per solidificazione si generano in forma intergranulare (nella Fig. 4, ad esempio, sono rappresentate rotture di tipo longitudinale e di tipo trasversale, di tipo interdendritico). Tale considerazione è in qualche modo nota anche agli addetti ai CND, che si trovano ad interpretare cricche aventi direzioni forte- Figura 4 - Cricche in zona fusa trasversali o longitudinali, di tipo interdendritico. Riv. Ital. Saldatura - n. 6 - Novembre / Dicembre 2008 833 M. Murgia - La criccabilità da solidificazione mente variabili da punto a punto, seppure orientate in senso inequivocabile. Diverso è il piano di lettura macroscopico del fenomeno, per il quale si usa fare riferimento alla giacitura del giunto o, al più, della singola passata (Fig. 5). In questo caso possono risultare significativi, se non determinanti, gli effetti: • di forti concentrazioni locali di tensione dovute ad effetti di intaglio, come nel caso delle passate di radice di giunti a cordoni d’angolo o a parziale penetrazione; • della diluizione del materiale base, nel caso della prima passata di giunti testa a testa tipo “single side” o “double side”; • della segregazione, tipica della zona fusa, che può concentrare fasi fragili bassofondenti in posizione interdendritica o a centro cordone; • del transitorio di fine saldatura che può determinare la formazione di crateri superficialmente ricchi di bassofondenti, talvolta con avvallamenti sensibili all’effetto di tensioni superficiali. Non è quindi possibile muoversi sulla base di uno schema generale, che consenta di prevedere in qualche modo la giacitura e la direzione di eventuali rotture; le attività di diagnostica, con particolare riferimento alle prove non distruttive, devono pertanto prevedere l’esecuzione di prove di tipo volumetrico, in forma complementare a metodi superficiali, per aumentare l’affidabilità del controllo stesso. 5. Valutazione analitica delle cause Dopo aver introdotto le caratteristiche generali e la metallurgia di base del fenomeno è possibile valutare, ad un maggiore livello di dettaglio, l’effetto delle sue cause principali e secondarie. 5.1 Fattori metallurgici Fermo restando il quadro metallurgico generale, cui si è fatto rapido cenno al punto 3, appare evidente che alcuni elementi possono assumere una rilevanza notevole nella comprensione del fenomeno. Per quanto la causa fondamentale del fenomeno vada ricercata, sul piano metallurgico, nell’ampiezza dell’intervallo di solidificazione della lega e nei 834 Riv. Ital. Saldatura - n. 6 - Novembre / Dicembre 2008 Figura 5 - Esempi di giacitura di cricche da solidificazione. fenomeni di microsegregazione eventualmente correlati, è chiaro che le caratteristiche chimiche della lega e la sua stessa microstruttura cristallina possono giocare un ruolo determinante. Tra le impurezze caratteristiche degli acciai possono essere citati certamente lo zolfo ed il fosforo; il primo, in particolare, è in grado di generare solfuri di particolare pericolosità per fragilità e per la ridotta temperatura di fusione sia con il ferro (988°C) che con il nichel (644°C, Fig. 6), dilatando in modo significativo i rischi associati con la lega. Considerazioni diverse vanno invece fatte nel caso del carbonio, elemento di base della metallurgia degli acciai: a meno di casi specifici, esso è volutamente limitato nei consumabili, proprio allo scopo di favorire la saldabilità (il carbonio riduce la duttilità ad elevata temperatura). Come nel caso delle impurezze, il carbonio è purtroppo portato in zona fusa per diluizione dal materiale di base, con particolare riferimento all’esecuzione di prime passate, per le quali talvolta si può optare per consumabili a ridotto tenore di carbonio. Un secondo aspetto da valutare è l’effetto della microstruttura cristallina e l’eventuale presenza, durante il ciclo di raffreddamento, di trasformazioni di fase allo stato solido. Nel caso degli acciai, ad esempio, durante il processo di solidificazione, risultano di particolare criticità le segregazioni al bordo del grano austenitico, data la non elevata solubilità dello zolfo nella fase austenitica: la presenza di ridotte quantità di ferrite risulta da questo punto di vista migliorativa, data la maggiore solubilità dello zolfo in questa fase, con la conseguente riduzione dei rischi di segregazione appena descritti (va osservato, tra l’altro, che diverse tipologie di solfuro si dispongono in modo differente in forma intergranulare, risultando diversamente pericolose in funzione delle modalità con cui bagnano la superficie del grano, per effetto delle condizioni di tensione superficiale). Figura 6 - Il sistema nichel - zolfo. M. Murgia - La criccabilità da solidificazione La presenza di trasformazioni allo stato solido è una variabile di sicuro interesse: in termini generali, esse consentono una limitazione alla tendenza all’ingrossamento del grano in fase di raffreddamento rispetto al caso di metalli o leghe di tipo monomorfo; d’altra parte, una certa sensibilità al fenomeno è caratteristica delle principali leghe di questo tipo, di ampia diffusione industriale (ad esempio, leghe di rame, di nichel, di alluminio). Nel caso di alcune leghe monomorfe, come si avrà modo di approfondire, la stessa dimensione del grano del materiale di base può giocare un ruolo significativo, arrivando a sconsigliare la saldatura stessa, qualora vengano superati valori di una scala di riferimento (tipicamente secondo lo standard ASTM E 112). Per valutare in modo complessivo l’effetto dei vari elementi chimici non è raro trovare, nella letteratura tecnica specializzata, indicatori numerici basati su prove sperimentali, la cui validità viene spesso estrapolata ad ambiti più estesi rispetto a quelli inizialmente considerati. È il caso, ad esempio, dei parametri indicati nella letteratura tecnica specializzata come HCS(1) oppure UCS(2): si consiglia una certa cautela nell’impiego di questi indicatori, il cui campo di validità è spesso limitato ad un ambito ben preciso tanto in termini di analisi chimica del materiale base quanto in relazione ai processi utilizzati. 5.2 Fattori tensionali e vincolari La presenza di tensioni residue, dovute agli effetti delle condizioni vincolari cui è soggetto il giunto, rappresenta uno dei fattori più difficili da limitare e nei confronti del quale le eventuali azioni correttive non sempre risultano risolutive. Come noto, nella saldatura per fusione in particolare, le tensioni residue possono essere interpretate come il naturale effetto della presenza di condizioni vincolari che interagiscono con le variazioni dimensionali cui sarebbe soggetto, metallurgicamente, il giunto saldato. Le tensioni residue possono raggiungere, con particolare riferimento alla direzione longitudinale, valori paragonabili alla resistenza allo snervamento della lega, nel campo della trazione in numerosi casi; in direzione trasversale, per contro, i valori assunti e la loro effet- tiva distribuzione risultano estremamente variabili in funzione delle condizioni vincolari effettivamente presenti. Per quanto, dunque, le tensioni longitudinali risultino spesso le maggiori in valore assoluto, si può osservare che la direzione di molte cricche da solidificazione appare trasversale, per effetto dell’influenza dei fattori metallurgici. Le tensioni residue divengono fattore di assoluta rilevanza nel caso di riparazioni mediante saldatura, nelle quali le condizioni vincolari risultano spesso penalizzanti anche a confronto con la saldatura eseguita inizialmente: in questi casi, per limitare e contrastare l’effetto di detti stati tensionali, si adottano spesso tecniche di saldatura di tipo migliorativo, per quanto esse richiedano tempi di esecuzione maggiori. Si tratta delle note tecniche a passo di pellegrino, che possono essere abbinate alla tecnica a blocchi, per aumentarne l’efficacia; il principio sui cui agiscono è semplice: poiché l’entità delle tensioni residue - quelle longitudinali, in particolare - risulta proporzionale alla lunghezza della passata che le ha generate, l’idea è ridurre tale lunghezza, in modo che i valori medi delle tensioni risultino ridotti proporzionalmente (Fig. 7). Nel caso della tecnica a passo di pellegrino, si agisce inoltre sul verso di avanzamento, contrario alla direzione complessiva di saldatura, allo scopo di generare - tratto per tratto - un effetto di chiusura a forbice contrario a quello dovuto alla direzione complessiva. Tali tecniche, come accennato, risultano interessanti per la riparazione di materiali particolarmente fragili o caratterizzati da modesta duttilità, come ad esempio talune ghise, oppure quando la geometria del giunto non consenta apprezzabili deformazioni all’atto della saldatura(3). In direzione trasversale, è noto inoltre che le tensioni residue sono indicativamente proporzionali alla luce (gap) tra le parti da saldare: allo scopo, è importante evitare che tale valore risulti eccessivo, ferma restando la necessità di favorire la penetrazione, in particolare per giunti senza ripresa al rovescio, saldati da un solo lato. Di principio occorrerebbe favorire le condizioni di ritiro del giunto, specie nella direzione trasversale, allo scopo di ridurre l’entità delle tensioni residue in quella direzione; è quasi scontato osservare che tale criterio non sempre risulta realizzabile, in considerazione delle sequenze di saldatura previste e delle effettive condizioni vincolari esistenti. È tuttavia possibile valutare l’adozione di preparazioni dei lembi che limitino l’entità dei ritiri trasversali, limitando la larghezza del giunto (preparazioni ad U, preparazioni narrow gap) e/o la sua tendenza al ritiro angolare. 5.3 Fattori operativi Si è avuto modo di osservare, a più riprese, che la criccabilità da solidificazione è un fenomeno principalmente metallurgico; tuttavia, anche gli aspetti spesso classificati come operativi possono aiutare a ridurre il rischio di rotture. Un esempio certamente noto, agli operatori del settore, riguarda le condizioni di pulizia adottate per materiali di base e per consumabili, con particolare riferimento alle leghe più sensibili al feno- (1) (2) (3) Acronimo di Hot Cracking Sensitivity. Acronimo di Units of Cracking Susceptivity. Ad esempio, la saldatura di un inserto nella riparazione di serbatoi di stoccaggio. Figura 7 - Tecnica a blocchi (in alto), in cascata (in basso). Riv. Ital. Saldatura - n. 6 - Novembre / Dicembre 2008 835 M. Murgia - La criccabilità da solidificazione meno, quali ad esempio gli acciai inossidabili austenitici e le leghe di nichel. Tra i fattori operativi può inoltre essere considerata la velocità di avanzamento (velocità di saldatura), spesso aumentata ai limiti del possibile per evidenti ragioni di produttività: di norma, all’aumentare di questa si modifica di conseguenza il fattore di forma della passata (shape factor, punto 5.4), che tende ad assumere un valore peggiorativo. Altri fattori operativi (ad esempio, gli angoli di inclinazione di torcia oppure elettrodi) possono indubbiamente svolgere un ruolo significativo, ma risulta difficile formulare considerazioni generali, valide in modo universale: nel caso insorgano problemi di criccabilità a caldo, si procede in primo luogo ad ottimizzare la tecnica anche da questo punto di vista, in considerazione delle specificità del caso. 5.4 Fattori geometrici I fattori geometrici afferiscono fondamentalmente alla forma del giunto e della singola passata, che possono favorire l’insorgere del fenomeno, in sinergia con le altre concause. È noto, al proposito, che passate più profonde che larghe tendono a sviluppare un dendritismo sfavorevolmente orientato e, di conseguenza, la nascita di cricche da solidificazione a centro cordone o intergranulari; è pertanto definito per ogni passata un fattore di forma Ff (shape factor, Fig. 8), di norma espresso dal rapporto tra larghezza e profondità della passata (Ff = W / D). Sarebbe opportuno evitare che tale parametro assumesse valori molto inferiori ad uno, come succede inevitabilmente, peraltro, in alcuni processi come la saldatura laser o la saldatura a fascio elettronico. Nell’ambito dei processi ad arco, il fattore di forma appare strettamente correlato con i principali parametri di saldatura: tensione d’arco e velocità di avanzamento influenzano significativamente la larghezza della passata, così come, invece, l’intensità di corrente la sua profondità. Oltre ai parametri ed alle variabili esecutive, va ricordato che il fattore di forma risulta legato, ad esempio, anche alla natura del gas o della miscela protettiva (ad esempio, argon ed elio), per effetto della diversa conduttività termica che essi possono presentare. 836 Riv. Ital. Saldatura - n. 6 - Novembre / Dicembre 2008 Figura 8 - Fattore di forma di una passata di saldatura. La forma della preparazione stessa dei lembi può assumere una rilevanza significativa, in particolare nel caso in cui si temano fenomeni di segregazione, tipicamente in prodotti laminati, nella regione centrale dello spessore. Spesso, per limitare i rischi di criccabilità in prima passata dovuti all’effetto della diluizione, si opta per preparazioni non simmetriche rispetto alla mezzeria della lamiera, in modo da poter effettuare la prima passata in una zona meno critica, contando successivamente sulla progressiva diminuzione della diluizione nelle passate successive. 6. Caratteristiche specifiche di acciai e leghe non ferrose Esaurita la trattazione degli aspetti comuni ai singoli fenomeni è possibile ora concentrare l’attenzione, seppure in modo sintetico, sulle principali problematiche associate a singole tipologie di lega, con particolare riferimento, come logico, a quelle che possono risultare più critiche dal punto di vista della criccabilità da solidificazione. 6.1 Acciai al carbonio ed a grano fine In questo primo paragrafo sono compresi gli acciai al carbonio e gli acciai a grano fine (fine grained o microlegati), per quanto vi siano oggettive differenze legate, in primo luogo, alle diverse caratteristiche chimiche e microstrutturali. Sebbene le caratteristiche chimiche di questi acciai siano state affinate, nel corso degli anni, va osservato che la loro qualità non è sempre costante per tutti i possibili mercati di riferimento; il problema può essere rilevante oggi, data la crescente difficoltà nel reperire taluni prodotti sul mercato europeo con tempi di fornitura adeguati, specie su certi range di spessore. L’effettivo tenore di impurezze di questi acciai varia in funzione dell’applicazione (strutturale o per apparecchiature in pressione) e, in qualche misura, con la normativa di riferimento applicata: ad esempio, nel caso della normativa europea, per gli acciai al carbonio il tenore massimo di zolfo oscilla tra 0.035 (EN 10025-2) e 0.025 (EN 10028-2), mentre varia nel caso degli acciai a grano fine tra 0.030 (EN 10025-3) e 0.025 (EN 10028-3). Tali valori possono subire drastiche riduzioni qualora siano richieste all’atto dell’ordine caratteristiche di fornitura particolari (come ad esempio duttilità garantita nella direzione dello spessore, requisito ottenibile solo con una severa riduzione dell’effettivo tenore di zolfo). È noto che gli acciai al carbonio presentano una saldabilità ottimale con la maggior parte dei processi; tuttavia, specie nell’ipotesi di non ricorrere a processi energicamente depuranti, è necessario fare attenzione all’equilibrio tra elementi depuranti ed impurezze, con particolare riferimento ai rapporti tra manganese e zolfo e tra manganese e silicio, per i quali si suggerisce di non scendere sotto 20 e 3, rispettivamente. Allo stesso modo, si suggerisce di evitare l’impiego di processi o di tecniche a forte diluizione (ad esempio, l’arco sommerso) nel caso di saldatura di lamiere, in particolare, che non diano adeguate garanzie sul piano dell’analisi chimica(4). Si è già fatto cenno, in altra parte di questo articolo, all’impiego di indicatori convenzionali di criccabilità, quale ad esempio il parametro UCS riportato nella norma EN 1011-2. Esso è espresso dalla relazione: UCS = 230C + 190S + 75P + 45Nb+ –12.3Si – 5.4Mn –1 ed è limitato, dalla norma suddetta, ad un preciso campo di validità in termini di analisi chimica del materiale di base. Una volta calcolato il valore, sulla base dell’analisi di colata dell’acciaio, è pos(4) Tale suggerimento è talvolta contenuto nelle stesse normative di riferimento del materiale di base. M. Murgia - La criccabilità da solidificazione sibile valutare la sensibilità sulla base di uno schema di interpretazione, di seguito riassunto: • per passate aventi fattore di forma (rapporto tra profondità e larghezza) elevato, valori inferiori a 10 indicano un’elevata resistenza alla criccabilità da solidificazione mentre valori superiori a 30 una resistenza limitata (valori compresi tra questi limiti rappresentano un comportamento intermedio con particolari criticità, ad esempio, nel caso di elevata velocità di saldatura oppure di elevato distacco tra i lembi); • per passate aventi fattore di forma inferiore si registra un comportamento critico per valori superiori a 25 (tale valore diminuisce al diminuire del fattore di forma stesso). È il caso di ribadire che indicatori come questo mostrano talvolta aspetti contraddittori, con particolare riferimento all’effetto di elementi come il silicio, cui sembra essere assegnato in questo caso un effetto positivo, a differenza di altri casi. Nella Figura 9 è rappresentata una rottura per solidificazione, sottocordone, di un acciaio tipo S450, saldato con cordoni d’angolo. Si segnala infine la possibilità di associare, a singoli elementi di lega, un effetto in senso migliorativo o peggiorativo in termini di criccabilità da solidificazione, attraverso diagrammi come quello riportato nella Figura 10. Figura 9 - Acciai al carbonio - cricca subsuperficiale, giunto fillet, acciaio EN 10025-2 grado S450. 18 12 Hot-crack sensitivity (%) 6.2 Acciai bassolegati Gli acciai bassolegati, dal punto di vista della criccabilità da solidificazione, rappresentano una famiglia piuttosto variegata, all’interno della quale è necessario fare alcune precisazioni. Gli acciai bonificati, siano essi per impieghi strutturali o per parti in pressione (classificati in Europa dalle norme EN 10025-6 ed EN 10028-6, rispettivamente), evidenziano tenori di zolfo, in particolare, sensibilmente ridotti rispetto agli acciai al carbonio (da 0.010 a 0.015, nel caso della norma EN 10028-6). Ciò è anche dovuto alla necessità di garantire tenacità, a temperature sensibilB Nb 100 mente inferiori, agli Al Ni acciai al carbonio, 80 V con ovvi benefici Zr anche sul piano della Ti 60 Cr criccabilità da solidificazione. In secondo 40 luogo, la microstrut60° Mo tura appare a grano 20 fortemente affinato, 50HT dato che lo stato di fornitura caratteri0 0.2 0.4 0.6 0.8 1.0 1.2 1.4 stico è quello temNi,Cr,Mo prato (Q) e rinvenuto (T): anche questo 0 0.02 0.04 0.06 0.08 0.10 0.12 0.14 aspetto risulta miAl,Nb,Zr,V,Ti,B gliorativo, consideAlloying element content in weld metal (%) rando l’effetto della dimensione del Figura 10 - Effetto di singoli elementi di lega sulla criccabilità da solidificazione. grano nei confronti del fenomeno. Ferme restando le considerazioni di carattere generale applicabili a questi acciai, si può affermare che il rischio di criccabilità da solidificazione appare ridotto, per quanto le maggiori resistenze a rottura comportino valori delle tensioni residue notevolmente superiori rispetto agli acciai al carbonio. Si segnala, tra gli altri, la maggiore sensibilità di quegli acciai caratterizzati dalla presenza di maggiori quantità di nichel, come era ad esempio il caso della serie HY, al quale è in genere associato un rischio crescente di criccabilità, per via della nota tendenza a generare solfuri bassofondenti. Nel caso invece degli acciai al cromo molibdeno, il quadro appare modificato dalle forti specificità di questi acciai, che nascono in ambito industriale per applicazioni ad elevata temperatura, in regime di scorrimento viscoso a caldo (creep). In particolare, la loro analisi chimica prevede tenori di zolfo estremamente controllati (ad esempio, da 0.005 a 0.010 secondo EN 10028-2) ma tali valori possono essere oggetto di ulteriori restrizioni, nel caso siano prescritti requisiti addizionali(5). Tali acciai sono inoltre spesso saldati con processi estremamente consolidati, data la criticità dei campi di applicazione: è il caso dell’elettrodo rivestito e dell’arco sommerso, per i quali è fatto largo uso di consumabili di tipo basico (rivestimenti (5) Si pensi a parametri come X e J factor, ad esempio. Riv. Ital. Saldatura - n. 6 - Novembre / Dicembre 2008 837 M. Murgia - La criccabilità da solidificazione P + S (mass %) Temperature (°C) Una variabile analizzata da lungo tempo è inoltre l’effetto A mode AF mode FA mode F mode del tenore di ferrite delta nei confronti del fenomeno: sin L L L L L dagli anni ’60 si osservò infatti che gli acciai con “solidification mode A” apparivano più sensibili al fenomeno rispetto a quelli aventi tenori di ferrite variabili tra il 5 ed il 30%; ulteriori aumenti sembrarono aumentare nuovamente il livello di sensibilità. Kujanpää (1979) et al., successivamente, misero in relaFigura 11 - Sezione del diagramma pseudobinario Fe-Cr-Ni (70% Fe), con dettaglio dei solidification mode (A - fully austenitic, AF - austenitic- ferritic, FA - ferritic-austenitic e F - fully ferritic). zione la sensibilità al fenomeno alla presenza di impurezze (S, P) e flussi), cui è notoriamente associato un ed al rapporto Creq / Nieq, adottando per lizzate (austenitici, austeno - ferritici, efficace effetto depurante. questi ultimi le formulazioni proposte da martensitici oppure ferritici). Schäffler (Fig. 12); si osservi come il Molto diverso risulta essere, infine, il Per delimitare il quadro, estremamente “solidification mode A” si manifesti sino caso degli acciai al nichel per applicavariegato, si considerano soprattutto le a valori del rapporto pari ad 1.5. zioni criogeniche (i quali, come peraltro caratteristiche degli acciai inossidabili i precedenti acciai al Cr - Mo, presenTali ricerche furono successivamente austenitici e degli acciai inossidabili fertano gradi legati): tali acciai basano le perfezionate in considerazione dell’efritici. fetto dello spessore e con l’adozione di loro proprietà di tenacità alla frattura In termini metallurgici, il sistema ternadiverse formulazioni per il Cr eq ed il sulla presenza di crescenti quantità di rio cromo - ferro - nichel presenta un Ni eq (Lundin,1988, Hammar e Svensnichel (tipicamente, si pensi ai gradi EN forte grado di complessità e si preferisce son, 1979). 10028-4 12Ni14, 12Ni19 e X7Ni9). in genere, per semplicità, considerare Ad oggi, numerose sono le ragioni a Sebbene il tenore di zolfo appaia conil caso di leghe aventi tenori in ferro favore della presenza di un controllato trollato, in termini paragonabili ad un compresi tra il 50 ed il 70%, con particotenore di ferrite δ per limitare i rischi di tradizionale acciaio bonificato (da 0.005 lare riferimento a quest’ultimo valore criccabilità; ad esempio: a 0.015), è la presenza di nichel ad incre(Fig. 11). • la maggiore solubilità delle impumentare progressivamente i rischi di In questa ipotesi, sono considerati per gli rezze in tale fase, che riduce l’entità criccabilità da solidificazione al punto acciai austenitici quattro “solidification della segregazione; che, per i gradi 12Ni19 e X7Ni9 mode”, indicati in genere con le iniziali • un maggiore sviluppo delle aree in(X8Ni9), sono utilizzati consumabili di delle microstrutture, nella sequenza temtergranulari, che disperde le segregadiversa matrice cristallina, come ad porale in cui si sviluppano: A, AF, FA zioni in modo meno critico; esempio acciai inossidabili austenitici ed F. Essi sono riconducibili al punto • la maggiore duttilità della ferrite δ ad (308L, 316L oppure 316L modificato) o singolare del diagramma di equilibrio leghe base nichel (tipo ENiCrMo-3 raffigurato nella oppure ENiCrMo-6). Figura 11. La questione assume di riflesso caratteVenendo alla 0.24 ristiche differenti, per questi gradi, criccabilità da susceptible slightly susceptible poiché il rischio di criccabilità da solidisolidificazione, è not susceptible 0.20 ficazione è determinato ora dallo specistato osservato fico consumabile: come si avrà modo di che i “solidifica0.16 commentare ai successivi punti 6.3 e tion mode FA/F” 6.4.1, il rischio rimane elevato, con neconsentono una 0.12 cessità di un accurato controllo del proriduzione del cesso. livello di rischio; cracking no cracking lo stesso apporto 0.08 6.3 Acciai inossidabili termico sembra Gli acciai inossidabili, per gli scopi di svolgere un 0.04 questo articolo, appaiono fortemente diruolo significaversificati per composizione chimica, tivo: all’aumen0.00 microstruttura e stati di fornitura. tare di questo, 0.9 1.0 1.1 1.2 1.3 1.4 1.5 1.6 1.7 1.8 1.9 2.0 2.1 In particolare, i rischi connessi con la diminuisce il Creq / Nieq Ratio criccabilità da solidificazione risultano valore minimo estremamente variabili da caso in caso, per la tensione di Figura 12 - Criccabilità da solidificazione degli acciai inossidabili (Kujanpää, 1979). considerando le principali tipologie utirottura. 838 Riv. Ital. Saldatura - n. 6 - Novembre / Dicembre 2008 M. Murgia - La criccabilità da solidificazione Figure 13 (a sinistra) e 14 (a destra) - Criccabilità da liquazione (AISI 310, a sinistra) e Liquid Metal Embrittlement (LME, a destra). altissima temperatura, che consente un effetto di “stress relieving”; • il minore coefficiente di dilatazione lineare della ferrite δ , con minori concentrazioni locali di tensione; • il minor intervallo di solidificazione della ferrite primaria rispetto all’austenite primaria (Pellini, 1952); • una microstruttura a grano complessivamente più fine. Si ricorda, infine, che: • la criccabilità da solidificazione può assumere su questi acciai la forma della criccabilità da liquazione in ZTA, con particolare riferimento agli acciai tipo “fully austenitic” (Fig. 13); è il caso di ricordare la complessa rilevabilità di tali cricche con tecniche non distruttive convenzionali, date le particolari caratteristiche della matrice austenitica; • l’uso di backing temporanei di rame può favorire lo sviluppo di LME Liquid Metal Embrittlement (Fig. 14), a sua volta in grado di favorire rotture di natura intergranulare, specie in caso di “backing” usurati e/o raffreddati in modo non completamente efficace. A questo punto dell’articolo, appare quasi superfluo ribadire la natura interdendritica di numerosi casi di criccabilità da solidificazione (Fig. 15) di questi acciai. Va osservato infine il notevole grado di sensibilità al problema degli acciai inossidabili ferritici, le cui modalità di solidificazione e la marcata tendenza all’ingrossamento del grano ferritico rendono questi acciai estremamente critici (Fig. 16). 6.4 Leghe non ferrose Tra le leghe non ferrose di maggiore interesse industriale meritano certamente di essere considerate le leghe di nichel e le leghe di alluminio, per quanto non manchino altri casi di analoga criticità (ad esempio, le leghe di rame). 6.4.1 Leghe di nichel Per numerose leghe di nichel possono essere formulate considerazioni analoghe a quelle espresse per gli acciai inos- Figura 15 - Analisi al SEM di una rottura da solidificazione di tipo interdendritico. Figura 16 - Criccabilità da solidificazione su saldatura GTAW, AISI 444. Riv. Ital. Saldatura - n. 6 - Novembre / Dicembre 2008 839 ferimento alle leghe tipo PH, ai tenori di Al e di Ti. Nel caso delle diffuse leghe indurenti per soluzione, si ricorda che il fenomeno può manifestarsi in zona fusa, spesso in modo subsuperficiale, così come anche in ZTA, in termini di liquazione (Fig. 19). Figura 17 - Criccabilità in prossimità della ZTA, lega X-750. sidabili austenitici, con ovvie differenze: non ultima, la presenza di una struttura rigorosamente monofasica, che non può beneficiare della presenza di tenori controllati di ferrite delta. Va considerato inoltre che le leghe di nichel presentano fenomeni di “hot shortness” in zona fusa per tenori di nichel indicativamente compresi tra il 25 ed il 45%, fattore che ne limita la duttilità proprio durante le fasi più critiche del raffreddamento. Tale considerazione si applica, in particolare modo, a leghe di tipo PH, sottoposte a cicli di invecchiamento artificiale, che presentano una duttilità intrinsecamente limitata, con rischi ancora maggiori anche in zona termicamente alterata (Fig. 17). Per effetto dei principali elementi di lega, è possibile effettuare formulazioni più precise (Fig. 18), con particolare ri- 6.4.2 Leghe di alluminio Le leghe di alluminio rappresentano un ultimo, noto caso di sensibilità alla criccabilità da solidificazione, resa particolarmente critica dall’elevato intervallo di solidificazione intrinseco di molti gradi e dalla struttura rigorosamente monofasica; non va sottovalutato neppure il ruolo del coefficiente di dilatazione termica, molto maggiore rispetto agli acciai ferritici. Più in particolare, occorre osservare che la sensibilità delle leghe di alluminio può risultare variabile con gli elementi di lega primari e secondari, aspetto spesso riassunto da diagrammi, quali ad esempio quello riportato nella Figura 20. In alcuni casi, tipicamente le leghe della serie 2XXX, il fenomeno risulta difficilmente contenibile, tanto che la saldatura Figura 19 - Criccabilità da liquazione delle leghe di nichel (alloy 625). 840 Riv. Ital. Saldatura - n. 6 - Novembre / Dicembre 2008 Aluminium, % M. Murgia - La criccabilità da solidificazione Titanium, % Figura 18 - Criccabilità da solidificazione delle leghe di nichel tipo PH. per fusione è limitata ad una ristretta cerchia di casi. In altri, il problema è affrontato con opportune scelte del consumabile, che portino la zona fusa al di fuori degli intervalli più critici per il fenomeno, per le concentrazioni degli elementi di lega principali (ad esempio nel caso del magnesio). Notevole risulta inoltre l’influenza del gas di protezione, date le profonde differenze tra l’argon e l’elio in termini di diluizione, e le modalità di chiusura del cratere, spesso sensibile a fenomeni di criccabilità localizzati (crater cracks, Fig. 21). M. Murgia - La criccabilità da solidificazione Aluminium silicon Aluminium copper Aluminium magnesium Crack sensitivity Aluminium lithium Aluminium Mg-Si 0 1 2 3 4 5 Figura 21 - Crater cracks (lega 6061 T6). 6 Percentage of alloying element Figura 20 - Criccabilità da liquazione delle leghe di alluminio. Michele MURGIA, laureato in Ingegneria Meccanica presso la Facoltà di Ingegneria dell’Università di Genova nel 1991, è entrato all’Istituto Italiano della Saldatura nel 1992 ed ha maturato esperienza nel settore della formazione e dell’assistenza tecnica, con particolare riguardo ai controlli non distruttivi e alla saldatura di materiali termoplastici e compositi. È certificato European / International Welding Engineer, European Welding Inspection Engineer / International Welding Inspector Comprehensive, Livello 3 EN 473. È membro del Comitato “Plastic Welding” dell’EWF (European Welding Federation) e Convenor del CEN TC 249 WG 16 “Thermoplastics Welding”. Dal 2001 è membro del Group A “Education, training and qualification” dello IAB (International Authorisation Board) dell’IIW (International Institute of Welding). Responsabile dell’Area saldatura materie plastiche dell’IIS nel 1994, dell’Area corsi teorici nel 1996, attualmente ricopre il ruolo di Responsabile dell’intera Divisione Formazione ed Insegnamento dell’Istituto Italiano della Saldatura. Riferimenti normativi - EN ISO 17641-1:2004 - Destructive tests on welds in metallic materials - Hot cracking tests for weldments Arc welding processes - Part 1: General (ISO 176411:2004). - EN ISO 17641-2:2005 - Destructive tests on welds in metallic materials - Hot cracking tests for weldments Arc welding processes - Part 2: Self-restraint tests (ISO 17641-2:2005). - CEN ISO/TR 17641-3:2005 - Destructive tests on welds in metallic materials - Hot cracking tests for weldments - Arc welding processes - Part 3: Externally loaded tests (ISO/TR 17641-3:2005). - EN 1597-1:1997 - Welding consumables - Test methods - Part 1: Test piece for all-weld metal test specimens in steel, nickel and nickel alloys. - EN 1011-2:2001/A1:2003 - Welding - Recommendations for welding of metallic materials - Part 2: Arc welding of ferritic steels. Bibliografia - - Shankar V., Gill T.P.S., Mannan S.L. and Sundaresan S.: «Solidification cracking in austenitic stainless steel welds», Indira Gandhi Centre for Atomic Research, Kalpakkam 603 102, India, Department of Metallurgical Engineering, Indian Institute of Technology. Martínez-Mateo I. and Fernández-García O.: «Solidification cracks in HSLA steel joints after controlled thermal severity tests», Departmento de Ingeniería de Materiales y Fabricación, Universidad Politécnica de Cartagena. ASM Handbook Volume 6 - Welding, brazing and soldering, ASM International, 1993. Alkemade S.J.: «The weld cracking susceptibility of high hardness armour steel», Ship Structures and Materials Division, Aeronautical and Maritime Research Laboratory. DuPont J.N.: «Microstructural development and solidification cracking susceptibility of a stabilized stainless steel». Dupont J.N., Banovic S.W., Marder A.R.: «Microstructural evolution and weldability of dissimilar welds between a super austenitic stainless steel and nickel-based alloys». Riv. Ital. Saldatura - n. 6 - Novembre / Dicembre 2008 841 International Institute of Welding We l d i n g o f t h e h i g h g ra d e p i p e l i n e - s t e e l X80 and descr iption o f d i f fe re n t p i p e l i n e - p ro j e c t s ( °) S. Felber * Summary 1. Introduction In former times construction steels with low yield strength, then normalized and microalloyed C-Mn steels were used for natural gas pipelines [1]. The next important step started in 1970 with the use of the thermomechanical treatment [2] for the steel production for pipes. According to this procedure since about 1973 the steel X60 and since 1977 the steel X70 were produced as the dominant pipeline-steel types [3]. An improved processing method, consisting of thermomechanical rolling plus subsequent accelerated cooling, emerged in the eighties. By this method, it has become possible to produce even higher strength materials like X80, having a further reduced carbon content and thereby excellent welding properties in the field. Additions of molybdenum, copper, and nickel enable the strength level to be raised to that of grade X100, when the steel is processed to plates by thermomechanical rolling plus modified accelerated cooling [4]. Unlike the development and introduction of the grades up to X70, the introduction of the grade X80 takes longer time and is still (°) Doc. IIW-1893-08 (ex-doc. XI-880-07) recommended for publication by Commission XI “Pressure vessels, boilers and pipelines”. * Institute for Building Construction and Technology - Vienna University of Technology (Austria). Nowadays already a lot of large onshore-projects have been implemented for the steel X80 with, as it seems, fully satisfactory results.The high grade pipeline-steel X80 is discussed in detail in this paper as well as the various projects performed with X80. A lot of money is spent worldwide in finding the right joining process for the circumferential welds of these pipes, and so a worldwide central collection of welding variables and efficient processing could result in a prediction of the mechanical properties and fracture mechanical values out of the data of the preceding joining process, and would save a lot of trial and error and therefore costs. This paper deals with the welding parameters, the consumable types, the heat input of the joining process, preheating and interpass temperatures.The tested materials were the base material, the weld metal, and the heat-affected zone of welds, using different welding processes, as for example manual metal arc welding, gas metal arc welding, gas tungsten arc welding, or submerged arc welding, of the pipeline steel X80 according to API 5L (L 555MB according to OENORM EN 10208-2). KEYWORDS: Arc welding; GMA welding; GTA welding; Heat affected zone; MMA welding; Parent material; Pipeline steels; Pipelines; Submerged arc welding; Weld metal; Weld zone. going on [5] and [6]. Nowadays some pipeline projects are already performed using the steel X80. Also, in some long distance lines, where an increase of the capacity is not required, a reduction of the wall thickness (no change of diameter and pressure) can be an economic impulse to use pipes out of X80. This is going to be more and more implemented in Australia using HFI (ERW) pipes and in Canada using spiral pipes of the grade X80 [7]. The development for onshore natural gas pipelines in practice nowadays leads to higher tensile and yield strength, so to the steels X100 or possibly X120 [3]. Riv. Ital. Saldatura - n. 6 - Novembre / Dicembre 2008 843 S. Felber - Welding of the high grade pipeline-steel X80 and description of different pipeline-projects This paper gives an overview of the welding parameters (as e.g. preheating temperature, interpass temperature, weld configuration, consumable type, positioning, operating voltage and amperage, travel speeds etc., for various consumables) used for welding the pipeline-steel X80 according to different standards (EN and API), by using different welding processes, as shielded metal arc welding, gas tungsten arc welding, gas metal arc welding, flux cored arc welding or submerged arc welding. A further paper deals with the determination of the mechanical technological (as e.g. tensile strength, hardness, impact energy) and fracture mechanical properties (as e.g. CTOD-Crack Tip Opening Displacement- values according to BS 7448 using three point bend specimens) [8]. The results are compared. At the beginning it should be mentioned, that the welding tests were performed as well as welds in the field, joints, which were performed on the building site, as also as welds in the labour, and therefore bigger scatter bands in the results may occur. The basis of most of the diagrams and figures are a few hundred values, and to simplify it, just reference numbers are mentioned. 2. The tested pipeline-steel X80 The pipeline-steel used for the tests was Figure 1 - Chemical composition of the pipeline-steels X80 according to the standards OENORM EN 10208-2 (EN) [10] and API 5L (API) [9] and of the tested steels X80 [3] and the steels [4] to [6] and [14] to [24]. X80 according to API 5L [9] (L 555MB according to OENORM EN 10208–2 [10], the material number is 1.8978 [11]), which is nowadays already used for different onshore pipelines. Figure 1 shows the chemical composition (mass-%) and Figure 2 the mechanical properties according to the before mentioned standards for the different pipeline-steels X80. The borders in the standards, if suggested, do not always correspond very well. Therefore it is important to define already in the planning period of the pipeline according to which standard the steel should be chosen. Further the American standard API 5L leaves the Figure 2 - Mechanical properties of projects already using the pipeline-steel X80 in comparison with the standards OENORM EN 10208-2 (EN) [10] and API 5L (API) [9], [4], [6], and [14] to [25]. 844 Riv. Ital. Saldatura - n. 6 - Novembre / Dicembre 2008 amount of Si, V, Nb, and Ti, which form dispersive carbides and / or nitrides [9] and [12], open to an agreement between the steel producer and the customer. Supplements 1 and 2 show the suppliers for pipeline-steels. The mentioned grade is the highest grade, the manufacturer is able to produce. For further information see [3] and [13]. As already mentioned before, the introduction of the pipeline-steel X80 is going on, but there are already projects carried out of the steel X80. The total length of all installed X80 pipelines was at the beginning of 2007 about 1 175 km and further 5 700 km are in work. Some of the pipelines shown in Table 1, which are already mentioned in Figures 1 and 2, are only short sections as a field trial for the steel X80 of a main pipeline, which has a lower steel grade. All projects with further information are found and distinguished later. Additional descriptions to the shown projects Megal II A 3.2 km long X80 (GRS 550) section was integrated in a pipeline for the first time in 1985. The design pressure was 80 bar [15]. The yield strength of this GRS 550 pipeline section corresponds to that of grade X80 according to the standard API 5L but with a significantly higher specified minimum tensile strength of 690 MPa. The steel StE 480.7 (corresponding to grade X70) was used for the construction of the main part of this pipeline [21]. S. Felber - Welding of the high grade pipeline-steel X80 and description of different pipeline-projects Table 1 - Natural gas pipelines out of the steel X80 [6] and [7], [14] to [20], and [26] to [35] and one out of X100. Country Constr. time Length [km] Pipe diameter [km] Wall thickness [mm] Welding process Germany 1985 3.3 1 118 (44”) 13.6 111-C/B Czechoslovakia 1986 1.5 1 420 (56”) 15.6 111-B Canada 1990 (126 welds) 1 067 (42”) 10.6 a Germany 1992-1993 200 56 1 220 (48”) 18.3 19.4 111-C/B 135-CRC NOVA Canada 1994 54 1 220 (48”) spiral pipe 12.1 a TRANS CANADA PIPELINE Canada 1997 118 1 220 (48”) spiral pipe 12.1 16.0 135 111, 136 GB 2002-2003 42 74 1 220 (48”) 15.1 21.8 111-C Canada 2001 4.5 609 (24”) 25.4 111-C/B Australia 2002-2003 13 406 (16”) a 111 135 Wyoming Kansas 2005 611 8 914 (36”) 762 (30”) 11.9 111 136 a 2003 2.4 508 (20”) 20.6 a Germany 2004 1.6 1 422 (56”) 20.5 a Italy 2005-2006 7.3 2.9 1 217 (48”) 1 222 (48”) 16.1 18.9 111 135 Alaska Illinois a 5 700 1 320 (52”) 22.9 135-CAPS Project MEGAL II CSSR, TRANSGAS COMPRESSOR STATION RUHRGAS TRANSCO CNRLb ROMA-BRISBANE LOOPING CHEYENNE PLAINS MURRAY STADTWERKE MÜNSTER SNAM RETE GAS ALASKA GAS PIPELINE X100 a No details available. b Hot steam. CSSR Into the fourth line of the transmission gas pipeline an experimental pipeline section was to build with a length of 1.5 km made of pipes manufactured out of the steel X80 (GRS 550 TM). The wall thickness of the pipes in the experimental section was identical with that in the remaining section of the pipeline made of X70, using experiences obtained in assembling the MEGAL II pipeline [22]. Ruhrgas This pipeline is the world’s first pipeline out of X80 (GRS 550). The route starts at Schlüchtern in North Rhine-Westphalia and ends in Werne in Hesse. X80 was chosen because of economical reasons (weight saving reasons by passing from X70 to X80). But a higher operating pressure minimised the wall thickness advantage [15]. The properties were above the specified minimum values, for the yield strength between 585 and 665 MPa and for the tensile strength between 695 and 805 MPa. This allows a higher operating pressure of about 100 bar (1 450 psi) compared to an operating pressure of 80 bar (1 160 psi) for the grade X70. The used pipes were longitudinally welded and the supplied amounts of steel were about 145 000 metric tons. The average length of the delivered pipes was 17.3 m and one pipe weighed up to 10.3 tons. They were epoxy lined and PE coated [15] and [16]. CNRL This 4.5 km long pipeline in northeastern Alberta, Canada, is used for steam delivery to oil wells. The line of 24NPS CSA Gr. 550, which corresponds to X80, operates at a temperature of 354 °C and a pressure of 172 bar. The pipes were produced in 18 m single lengths, which compared with the generally supplied 12 m length required approximately 30 % less circumferential welds during the laying process and was both time and cost saving [27]. Roma Looping A 13 km section of the Roma to Brisbane looping line using 406 mm diameter API 5L X80 pipes was constructed [19]. Cheyenne Plains Cheyenne Plains Gas Pipeline Co. recently constructed a new € 355 million (USD 425) natural gas pipeline from just south of Cheyenne in Wyoming to Greensburg in Kansas. This pipeline will be able to transport 0.04816 million cubic meters (1.7 million cubic feet) of natural gas per day, enough energy to power about 10 million homes. The used steel X80 was never used before in the United States. Worldwide the project nearly doubled the amount of X80 in use. A new semi-automatic and manual welding technique and equipment was Riv. Ital. Saldatura - n. 6 - Novembre / Dicembre 2008 845 S. Felber - Welding of the high grade pipeline-steel X80 and description of different pipeline-projects used to ensure the quality on the approximately 400 tie-in welds made at river and road crossings. It was decided, that the steel X80 provides a good opportunity to reduce the steel tonnage while maintaining or increasing compression. For the length of 611 km with a pipe diameter of 914 mm, 181 000 tons of steel were used [36]. Snam Rete Gas - Italy Snam Rete Gas decided for the first time to lay a pipeline section out of the steel X80 (L 555MB) as a part of the TAP project on high strength steels. This experimental section, 10 km long, was placed from Enna to Montalbano on Sicily Island. The pipes have been produced according to EN 10208-2 and the Snam Rete Gas specification. The pipes were coated with epoxy resin lining inside and 3-layer PE outside by the supplier. The remaining part was built in X65. The pipe laying started on the 21st of March 2005 and ended in 2006 [20]. Alaska Gas Pipeline This project was the cause for investigations to the CAPS welding process developed for large-diameter and long distance gas pipelines. The Alaska Gas Pipeline is a 5 700 km long pipeline between Alaska and Chicago with predicted costs of € 13.3 billion (USD 16). This will be the largest privately financed project in North America. Due to environmental considerations, most of the construction work in the Arctic will have to be carried out in winter, at temperatures of down to minus 50 °C. The pipeline will be built in the material grade X100 with a diameter of 1 321 mm and a wall thickness of 22.9 mm. The field tests were intended to simulate the requirements although an X80 pipe with a diameter of 1 016 mm and a wall thickness of 19.1 mm was used. From the 3rd to 13th of March 2003 the CAPS equipment was tested in the field in Edmonton, Alberta, Canada [34]. 3. The pipeline-steels X100 and X120 4. Welding of the pipes out of X80 The development of high-strength steels is intensified world-wide to use the economic advantages. EUROPIPE says that the development of grade X80 has finished and that this grade is state of the art for high pressure gas pipelines. Grade X100 was recently developed but up to now only used in small demonstration lines. EUROPIPE started the development of X100 already in 1995. The use of materials with even higher strength, such as grade X120, is the challenging next step. In the current line pipe standards a grade X100 and X120 is not specified, the mechanical properties of these steels are shown in Table 2. For the longitudinal welds of the pipelines for natural gas nowadays mainly Submerged Arc Welding (12, SAW) is used, whereas for the circumferential welds in general the following welding processes are used: • Manual Metal Arc Welding (111, MMAW) - vertical down position (PG) - cellulosic electrodes (C, Cel) - vertical up position (PF) - basic electrodes (B, Bas) • Gas Metal Arc Welding (GMAW) in the variations of MIG (131) and MAG (135) • Flux Cored Arc Welding (136, FCAW) • Gas Tungsten Arc Welding (141, GTAW) • Submerged Arc Welding (12, SAW) flat position (PA). Pipeline-steel X100 No technological breakthroughs in TM rolling and accelerated cooling were necessary. Only optimization of the existing technology is required for the production of grade X100 plates. As a result, the production window becomes narrower but a heat treatment of the plates or pipes is obviously not necessary. Some investigations performed with this steel are seen in [37]. For further information see [37] to [49]. Pipeline-steel X120 The required properties of a steel in grade X120 are only attainable with a mainly bainitic microstructure, that predominantly consists of lower bainite. Due to the combination of a high dislocation density and a very fine scale substructure, so-called domains, this lower bainitic microstructure is a reasonable option for an ultra-high-strength level along with sufficient toughness properties. The basic alloying system contains Cu, Ni, Cr, Mo, and the micro alloying elements V, Nb, Ti, and B. For further information see [37], [50], and [51]. Table 2 - Chemical composition and mechanical properties of steels for main pipes [3] and [37]. a Steel grade YS [MPa] TS [MPa] A [%] YS / TS [%] CVN (0 °C) [J] X100 > 690 > 930 a a a X120 > 827 > 931 a < 93 a No details. 846 Riv. Ital. Saldatura - n. 6 - Novembre / Dicembre 2008 Manual metal arc welding (MMAW, 111) of circumferential welds out of pipeline-steels A typical circumferential pipe joint consists of a root pass (RP), a hot-pass (HP), combined with filler layers (FL), and a top layer (TL), with a weld metal fitted to the mechanical properties of the pipeline-steel. The circumferential welds made on the horizontal pipe are performed in vertical down or vertical up position by two to four welders to achieve a high joining performance. It requires electrodes with special working attributes to be used in the vertical down or vertical up position. Depending on the type of electrodes it can be divided between cellulosic and basic electrodes. Welding in vertical down position with cellulosic electrodes has proven to be the most efficient and most practical welding method, because the electrode can be welded relatively quickly in vertical down position [3]. Supplement 3 shows the chemical compositions and the mechanical properties for different cellulosic electrodes, which satisfy the requirements of X70. Typical weld defects are slag inclusions, cold shuts, notches, pores, arc strikes at the pipe, and cracks. For further information see [60]. Welding in vertical up position with cellulosic electrodes is restricted to welding S. Felber - Welding of the high grade pipeline-steel X80 and description of different pipeline-projects the root pass. It is especially used for welded fittings or in case of bigger root gaps, which do not meet the specified and strict tolerances. This process is also known as “Dolly Mix process”. For further information see [3]. In the middle of the seventies basic electrodes for welding in vertical down position were available. Their development was initiated by the ability to use high strength TM-pipeline-steel qualities with a high toughness (e.g. X80). Cellulosic electrodes were not or particularly not able to fulfil the requests on the toughness and the safety against cold cracks. The achievable welding velocity is in general higher compared with cellulosic electrodes of the same diameter. For building a pipeline, where the speed controlling phase is the welding of the root pass, this beneficial behaviour can only partially be realised, because the welding time is empirically doubled by using basic electrodes to the one using cellulosic electrodes. The bad performance of the basic electrode is caused by a smaller maximum electrode diameter (e.g. basic Ø 3.2 mm, cellulosic Ø 4 mm), a bigger root gap requirement (e.g. basic 2.5 mm, cellulosic 1.5 mm), and longer secondary processing times (weaving times). By welding the filler and top layers both electrode types are equal in welding capacity, because basic electrodes are used up to a diameter of 4.5 mm, while cellulosic electrodes are used up to 5.0 mm. Basic electrodes for welding in vertical down position provide a higher toughness of the weld metal, by equivalent strength levels, than cellulosic electrodes. This is the reason in the majority of the cases to choose basic electrodes. Particularly the strength level X70 (StE 480.7 TM) or higher is concerned, as well as for bigger wall thicknesses also lower strength levels are concerned. The chemical composition and the mechanical properties of basic electrodes are shown in Supplement 4. Typical weld defects are pores at starting an electrode, cold shuts, porous root passes, arc strikes at the pipe, slag inclusions, and pores. For welding an acceptable root pass a smaller sized root face and a bigger root gap compared to cellulosic electrodes is necessary [61]. By welding the root pass with basic electrodes a reduction of the welding veloc- ity of 60 to 70 % compared to the “Dolly Mix” process must be accepted. It still has an advantage, if welding is performed at very low temperatures. The high safety against cold cracks in the pipe joints, welded with basic electrodes, poor on hydrogen, allow an adequate lowering of the preheating temperature. So welding with basic electrodes is still the most important process in countries like Russia, especially for welding in swampy terrain, which can only be performed in winter [61]. Useable electrodes for this process can be found in Supplement 5 [65]. With the development of higher grade pipeline-steels, as X80 and higher, it was necessary to find an appropriate welding process to fulfil the requirements for the higher specified minimum tensile strength and to have simultaneously satisfactory toughness and satisfactory resistance against cold cracking. This problem was solved by the use of a combined-electrode manual welding method. In this method, the root pass and the hot pass are deposited with wellestablished cellulosic electrodes of lower strength grade and filler and top layers with a high strength basic vertical-down electrode. So it is possible to ensure an unchanged high front end progress during pipe laying. This method is well-established now and regarded as sufficiently tried for large-scale practical use [7]. The chemical composition and the mechanical properties of basic electrodes are shown in Supplement 6 and Supplement 7. Gas metal arc welding of circumferential welds out of pipeline-steels (GMAW, 135, 136) Mechanized pipe welding has now been used for over 30 years in the pipeline industry. While it is extensively used for offshore pipeline applications, only a small percentage of all cross country lines have been done using mechanized equipment [66]. Gas metal arc welding encounters certain limitations in case of onshore pipe laying [7]. But in plain regions with few interruptions by rivers or streets, like deserts and steppes, or on frozen arctic ground the fully mechanized gas metal arc welding process has already been used [3]. Nowadays there are some systems, which are fully developed [61], like the CRC-Evans-process or the CAPS process. The flanks of the pipes are put together and the root pass is welded from inside. The dimensions of the seam and the welding parameters have to be chosen in a way, that the hot-pass, which is done from outside, penetrates both welding beads completely. This is up to now the only developed process with combined gas metal arc welding from both sides of the pipe, also described in [67] and [68]. The combined welding from inside and outside of the pipes requires a very precise preparation of the flanks of the seam. Because of the complex joint design and the required individual adaptation of both pipe flanks, the preparation of the flanks is always made at the construction site or at the lay barge directly before welding the root pass. This preparation replaces the otherwise required cleaning and bevelling of the welding flanks. To weld the root pass depending on the pipe diameter, up to 6 welding devices are circling simultaneously on the inner side of the pipe to provide a high welding capacity and to avoid the risk of warping. For this reason the centring device, which is inside the pipe, is equipped with welding heads to weld the root pass. The other layers are welded from outside with a welding head for each of the opposing pipe sides. The first welding from outside, the welding of the so-called hot-pass is performed with high heat input and high speed to provide a complete overlap of the welding bead with the root pass. Another characteristic of the process is the exactly defined and computer controlled oscillation, which prevents lack of fusion to the flanks. The bead thickness is 3 mm on average so about 6 layers are needed for a pipe wall thickness of 18 mm. It is characteristic for the CRC-Evans-process as well as for any other fully mechanized process that all layers are welded in vertical down position. Steels of the grade up to X70 can be welded with a microalloyed version of the welding rod SG 2. The diameter of the rod for each layer is 0.9 mm. To weld the high strength steel X80, which was used the first time in 1993, the strength of the microalloyed welding rod SG 2 is not sufficient. Riv. Ital. Saldatura - n. 6 - Novembre / Dicembre 2008 847 S. Felber - Welding of the high grade pipeline-steel X80 and description of different pipeline-projects To weld this material, it is necessary to supply a weld metal with the additional alloy elements Ni and Mo. The resulting typical rod analysis is shown in Supplements 8 and 9. It should be carefully considered also in the case of frequent interruptions (roads, rivers, etc.), whether it would be more economic to apply manual welding. For further information about GMAW see [3]. The CAPS Process (“Cranfield Automated Pipewelding System”) is a special gas metal arc welding (GMAW) process based on the tandem technology and developed specifically for the building of pipelines by Cranfield University [34]. Although the potential of multi-wire GMAW was first explored as early as the 1950´s, it has not become commercially viable because the power source technology in process was instable. Tandem GMAW differs from conventional GMAW as two welding wires are passed through the same welding torch. A single torch with two contacts is used to feed both wires into a single weld pool. This tandem GMAW torch is specifically developed for the use of narrow gap weld preparations utilized in pipeline welding. Further development led to the use of two tandem torches on a single carriage, which is called therefore “dual tandem welding”. The high speed of tandem GMAW is retained and two passes are deposited simultaneously, which further reduces the welding time. This results in a significant reduction in the number of welding stations required to achieve a given number of welds per day and leads to major savings in laboratory and equipment costs [70]. The system can be fitted to any welding head using dual oscillation capabilities. It is important, that each torch has a separate oscillator to allow the last fill and cap passes to be completed simultaneously. Because of the high travel speed, an oscillation rate of more than 400 beats per minute is required to avoid a “sawtooth” effect with the weld bed missing section of the sidewall. Travel speeds of 1 m/min can be used for all filler layers and speeds of 1.5 m/min can be used in the position 2G. This compares with speeds of about 50 cm/min for the mechanized GMAW process currently used for pipelines. Surprisingly, it was found that the cap pass could also be welded at 1 m/min. 848 Riv. Ital. Saldatura - n. 6 - Novembre / Dicembre 2008 The cap pass is normally the slowest pass with travel speeds of about 30 cm/min. The girth welds satisfy X80 mechanical tests requirements [70]. The chemical compositions of these welding rods are specified in Supplement 10. For detailed information about the root pass and the filler layer technique see [71]. In the last decade welding with filler wires has been established sporadically for the building of pipelines. This process can only be used for welding in vertical down position with cellulosic electrodes. The cellulosic electrode is needed to weld the root pass, the hotpass, and sometimes another compensation layer. After that the welding with filler wires is safe enough. Generally, for a wall thickness of 18 mm 2 layers are enough to finish the weld with filler wires. The best welding abilities have a filler wire of the so-called rutile basic type. The most functional wire diameter is 1.2 mm. The filler wire is welded partially mechanized in the vertical up position (PF). This should happen only after a training of the welder to contain the defects in between the wanted boundaries [61]. Tie-in welds for the TRANS CANADA PIPELINE and the CHEYENNE PLAINS project were performed by this process. Further details about welding with filler wires can be found in [73] and [74]. The therefore used wires can be found in Supplement 11. Submerged arc welding of circumferential welds out of pipeline-steels (SAW, 12) The submerged arc welding process is, because of its huge volume of the welding bath, only qualified to weld longitudinal or spiral joints or to connect two pipes to a double length stationary, because the weld has to be manufactured with turning pipes. This process makes only sense in open areas like in Russia, Canada, Alaska, in deserts, and steppe territories and for building pipelines with a lay barge, because double pipes greater than 20 m long cannot be transported on streets or railways. The preparation of the weld is similar to the fully mechanized gas metal arc welding process, because one layer is welded from inside, and the others are welded from outside the pipe. Only the flank angle has to be bigger for sub- merged arc welding. In terms of choosing a submerged arc welding wire, see Supplement 12, the manufacturers of the wire should be contacted. The used wire diameters are 3.0 or 4.0 mm [61]. Further information for this process can be found in [77] to [81]. General comparison of the welding processes Figure 3 shows the chemical compositions, and Figure 4 the mechanical properties of different electrodes, solid wires, and filler wires for the pipeline-steels X70 and X80. The chemical composition of the welding consumables diverges for all elements. For example the silicon and manganese contents are in case of basic electrodes higher than in case of cellulosic electrodes. A solid wire for MAG welding contains even higher amounts of the before named elements. Especially diverging is the amount of nickel, which lays between 0.2 and 2.3 % in case of basic electrodes and is, in case of submerged arc welding, with 1.6 % high in relation to the other consumables. It shall be noticed, that no producer gives information about the amount of microalloy elements. Concerning the mechanical properties, the values for the elongation, the yield strength, and the tensile strength are all very similar but the toughness values are diverging for the different consumables. It can be seen very clearly that, as mentioned before, the basic electrodes provide a better impact toughness than the cellulosic electrodes. For further information about “Welding in wet environment”, “Welding safety of pipelines out of pipeline-steels”, and “Regulations, Standards, and Rules” see [3]. 5. Heat treatments of the pipeline-steel X80 It is possible to do the whole weld in one heat, which means that the layers are welded without time interruption, and so a welded joint can be heated to 150 or 200 °C easily without preheating [82]. With rising carbon-equivalent, which means with rising risk of cold cracking, the needed preheating temperature is S. Felber - Welding of the high grade pipeline-steel X80 and description of different pipeline-projects Figure 3 - Chemical composition of the weld metal for grade X80 pipeline-steels for different electrodes, solid wires and filler wires [6], [16], [18], [19], [21], [30], [31], [34], [66], [70] and [75]. Figure 4 - Mechanical properties of the weld metals for grade X80 pipeline-steels for different electrodes, solid wires, and filler wires [6], [16], [18], [19], [21], [30], [31], [34], [66], [70], and [75]. rising continuously, depending on the presence of hydrogen. A common TMrolled pipeline-steel shows carbonequivalents ≤ 0.24 [61]. In Supplement 13 and Figure 5 the preheating and interpass temperatures, as specified by the manufacturers or used to perform welds, are collected and Figure 6 shows the welding parameters. For further information about the welding parameters, the preheating and interpass temperatures, the resulting chemical composition and the mechanical properties of different welding metals for the pipeline-steel X80 according to different welding processes see [3], [53], [54], [65], [83], and [87] to [96]. Riv. Ital. Saldatura - n. 6 - Novembre / Dicembre 2008 849 S. Felber - Welding of the high grade pipeline-steel X80 and description of different pipeline-projects 6. Welding technological examinations of the pipeline-steel X80 Figures 7 to 11 show the welding parameters used for the different welding processes. The used abbreviations are: • dE diameter of the electrodes or wires • v welding velocity • U voltage • I amperage • S heat input • T preheating or interpass temperature • RP root pass • HP hot-pass • FL filler layer • TL top layer. Figure 7 shows the welding parameters used for the CSSR project exclusively performed with basic electrodes. Figure 5 - Comparison of chosen preheating and interpass temperatures to the suggested values according to different producers, for different welding processes, for the pipeline-steels X70 and X80 [6], [15], [18], [21], [23], [27], [28], [30], [31], [34], and [86]. Figure 6 - Comparison of different welding parameters for different welding processes for the pipeline-steels X70 and X80 [6], [15], [18], [21], [23], [27], [28], [30], [31], [34], and [86]. 850 Riv. Ital. Saldatura - n. 6 - Novembre / Dicembre 2008 S. Felber - Welding of the high grade pipeline-steel X80 and description of different pipeline-projects Figure 7 - Welding parameters for manual metal arc welding (111) with basic electrodes (B) in vertical down position and the top layer in vertical up position used for grade X80 pipelines [18] and [22]. The root pass, the first and second hotpass were welded in vertical down position, the filler layers and the top layer in vertical up position. This process has the highest heat input in comparison with the other ones. The impact energy values are satisfactory and higher than in case of some other processes. There were no strength values in the references. Figure 8 shows a combined welding process. The root and the hot-pass are welded with cellulosic electrodes in vertical down position, yellow fields. The filler layers and the top layer are performed with basic electrodes, green fields. The moderate increasing heat input, in comparison with Figure 7, Figure 9 - Welding parameters for the combined welding process, manual metal arc welding (111) with cellulosic electrodes for the root and hot-pass in vertical down position, and flux cored wire welding (136) with shielding gas for the filler and top layers in vertical up position, used for grade X80 pipelines [31]. Figure 8 - Welding parameters for manual metal arc welding (111) with cellulosic electrodes for the root and hot-pass with basic electrodes for the filler and top layers in vertical down position, used for grade X80 pipelines [6], [15], [21], and [97]. where the heat input for the filler layers and the top layer raises very quick, results of the higher welding velocity for the filler layers and the top layer. The strength properties fulfil the requirements, and the impact energy values are on average about 100 J. In regards to manual welding the combined welding was the most common process. Therefore the data have a big variation. In Figure 9 the welding parameters for tie-in welds of the Cheyenne Plains project are shown. The root pass and the hot-pass are performed by 111-C-PG, yellow fields and the filler layers and the top layer with flux cored wire and shielding gas, violet fields, in vertical up position. There are no values for the heat input for the root pass. The heat input for the hotpass of about 40 kJ/cm seems to be very high. There are no mechanical strength values published. Figure 10 and Figure 11 show parameters for mechanized welding processes. Noticeable are the low and nearly constant heat input values. The welding velocities are very high. The mechanical properties are on average a little bit higher than for the manual metal arc welding process. The impact energy values are spread over the whole possible range. Figure 12 shows the results for the heat input. Figure 10 - Welding parameters for the CRC mechanized welding process (135) used for grade X80 pipelines [6], [23], [27], and [30]. Riv. Ital. Saldatura - n. 6 - Novembre / Dicembre 2008 851 S. Felber - Welding of the high grade pipeline-steel X80 and description of different pipeline-projects Figure 11 - Welding parameters for the CAPS mechanized welding process (135) used for grade X80 pipelines [34]. Manual metal arc welding (MMAW) Megal II After preheating to 100 °C, the circumferential joints were welded in vertical down position with cellulosic electrodes (AWS type E6010-G / E9010-G) for the first two layers, in order to prevent slag inclusions, and to ensure that the work cycles are quickly completed, and basic electrodes (AWS type E10018-G) for the filler layers. High hardness values of 350 HV10 were measured in the heat-affected zone and bend tests completed these results, but unfortunately there were no further details about these high hardness values [15]. The deep penetration obtained with the cellulosic electrodes and the high current input have the effect of extensively refining the structure of the root pass. The electrode used was of the type E9010-G and was thus roughly matched in strength to the steel X80. The remaining passes were deposited from basic electrodes for the vertical down position of the type E10018-G, which fully matches the strength of the steel. Prior to the welding work, welding procedure qualification tests according to HP 2/1, VdTÜV-Blatt 1051, and DVGW-Regelwerk G463 were carried out with the electrodes of two different manufacturers [32]. CSSR The circumferential joints were produced by manual metal arc welding in vertical down and vertical up position with basic electrodes. Finally, experiences obtained by the welders in welding with these given electrodes also resulted in a low number of defects [22]. 852 Riv. Ital. Saldatura - n. 6 - Novembre / Dicembre 2008 Figure 12 - Ranges of heat input for different welding processes for the root pass (RP), the hot-pass (HP), the filler layers (FLs), and the top layers (TL) [6], [15], [18], [21], [23], [27], [28], [30], [31], and [34]. Ruhrgas On site 200 km were manually welded with electrodes. Manual welding in vertical down position was performed according to the conventional procedure, cellulosic electrodes for the root pass (AWS type E6010-G) and the hot-pass (AWS E9010-G), and basic electrodes for the filler and top layers (AWS E10018-G). The preheating and interpass temperatures were 100 °C. Due to this process, a hauling productivity could be assured with preventing the risk of cold cracking of the weld. The critical point was the welding time. The differences in the manual welding were mainly due to interruptions, caused by measures taken when using basic electrodes, which need a complete grinding between different layers in order to remove adhering slag. The heat input for the final layers was between 8 and 14 kJ/cm. All welds passed an automatic ultrasonic testing. The repair rate was less than 3 % [6], [15]. The pipes were delivered (pipe sequence list) from the pipe stacking or bending site, and a quality check was performed [6]. The pipes were epoxy lined and PE coated [16]. All field bends were performed at a suitable central pipe bending site by a 60 ton pipe bender. The bending was carried out in 0.5° steps by using a mandrel. Every bend was measured after bending and checked for pucker and inadmissible deformations (more than 4%) with the help of a calibration pig. Then the field welding started. After welding, non-destructive examination, and field joint coating, the girth welded segments were lowered onto the prepa- red trench bottom. The pipe sections were hydrostatically tested per VdTÜV Guideline 1060 in length up to 100 m. For detailed description see [6]. Transco For welding in the field two welding crews were used. The front-end crew performed the root pass (using a minimum of two highly skilled pipeline welders), the hot-pass and the first hot filler. The partially completed circumferential weld was then be allowed to cool, and was subsequently completed by the back-end crew. It should be mentioned, that only cellulosic electrodes were used, as E6010, E7010, or E8010-G. The preheating temperature was 70 °C for the welding tests, compared with a minimum preheating temperature of 150 °C in the field. The emphasis was on high productivity. For a 1 050 mm nominal diameter, 14.3 mm wall thickness pipeline, the typical construction rates were 50 to 60 welds per day. This was achieved by accepting that a degree of repair welding would be required. Typical repair rates (expressed as a percentage of the number of pipeline circumferential welds) were 4–8 %. However, these were mostly local repairs, with very few complete joint cut outs being required. For further details to the Transco specifications see [29]. CNRL Field welding was performed manually by means of a combination of cellulosic and basic electrodes, which allowed a high laying rate with good toughness properties along all the routes. Prehea- S. Felber - Welding of the high grade pipeline-steel X80 and description of different pipeline-projects ting to 150 °C was recommended and observed. A heat treatment after welding was not required, leading to a much more efficient laying process [98]. Roma Looping The field welding results demonstrated, that the API 5L X80 pipe could be welded with both the conventional MMA cellulosic process and the mechanized GMAW systems, without compromising on the structural integrity of the pipeline [19]. Mechanized welding Ruhrgas On site CRC - Evans automatic welding was used on about 50 km, the remaining 200 km were manually welded with electrodes, as already described before. The mechanized process resulted in higher properties in the fusion zone than in the base material with heat inputs of 3 to 9 kJ/cm. Only 4 % of the welds had to be repaired [15]. Nova Mechanized gas metal arc welding was used for welding the mainline. The use of the self-shielded flux cored arc welding process for the tie-in welds resulted in substantial productivity gains over the ones of conventional shielded metal arc welding [99]. Cheyenne Plains The procedures for mainline welding, performed with a mechanized process to improve productivity to an average of 130 joints per day were relatively similar to those used on the Kern River, Vector, and Alliance Pipelines. On the Cheyenne Plains project the root pass (an internal bead pass) and the hot-pass (an external pass) were done by GMAW welding using ER70S-G solid wire with a diameter of 0.9 mm and a 75/25 argon/ CO 2 shielding gas mixture. The fill and cap passes (one each) were both done using pulsed MIG with ER70S-6 solid wire with a diameter of 1.0 mm and 85/15 argon/ CO2 shielding gas mixture. Miller inverters, including the Invision™ 456MP with built-in pulsing controls, made nearly all the mechanized welds, because of their proven ability to withstand dusty and hot conditions on previous pipeline projects. An automatic 8-headed internal welding system for root bead welding and dual torch welding systems for the filler layers and the top layer was used. The external hotpass was completed by the conventional GMAW. The pipeline was inspected with highly accurate automated ultrasonic testing equipment [31] and [36]. Alaska Gas Pipeline The pipes can only be laid in winter, when the ground is frozen enough to hold the weight of the construction equipment and snow and ice protect the tundra from permanent damage by vehicles. The 24 m long pipes must be welded inside a special shelter. This protective enclosure is transported from weld-seam to weld-seam suspended from a side-boom tractor. Each welding shelter needs to be self-sufficient carrying all equipment and consumables for the welding operation, and powering the welding power sources from a diesel generator. To get the highest welding speeds, welding is performed vertically downwards with one machine on each side of the pipe. The welding passes are made by using the RMS Internal Welding Machine. This equipment acts as an internal alignment clamp for the pipe to align the pipe bevels and incorporates 4 GMAW welding heads, that travel around the inside of the pipe at a speed of 762 mm/min. Once the root is completed the welding shelter is set over the weld and the external passes are completed using the CAPS dual-tandem process. Each welding machine carries two tandem welding torches spaced 70 mm apart, so two weld passes are deposited simultaneously. Three weld runs were performed with dual-tandem GMAW, before the final capping pass was made with single tandem GMAW. All filler layers were welded at a travel speed of 1 300 mm/min, which is more than twice the speed of the current welding technology used for pipeline construction. The Alaska Gas Pipeline is being designed using a X100 linepipe. However, X100 has never been used in a long-distance pipeline before and the 690 MPa of the pipe must be overmatched by the strength of the weld metal. BP requires a minimum weld metal strength of 810 MPa for X100 [34]. The completed weld has a very similar profile to conventional mechanized pi- peline welds so conventional radiography and automated ultrasonic testing can be used for welding inspection. The weld metal microstructure and metallurgical properties are also similar to conventional mechanized pipeline welds [70]. 7. Discussion of the results The welding technology has developed and corresponds to the material requirements. Table 3 shows the chemical compositions and mechanical properties of the consumables for welding the pipeline-steels X70 and X80. With higher strength materials a new manual welding process, the combined welding with cellulosic and basic electrodes, had to be introduced. Combined welding is not as fast as welding with cellulosic electrodes only, but the welding technological results and the repair rates are satisfactory. Also the mechanized welding processes have developed in big steps. Welding with two welding heads each equipped with two wires, which leads to high performance, has proved itself as an economically joining at a field trial. A comparison of the welding parameters can be seen in Table 4. The examinations of the mechanical technological properties for the joining of the pipeline-steels X70 and X80 showed satisfactory values, see Table 5. The repair rates for the welding processes, especially the mechanized ones, also decreased enormously in comparison with old ones of 17-23 % for mechanized welding of onshore pipelines in the 1970s. The CAPS process works on the steel grade X70 as well as on X80 and X100, see Table 6. Satisfactory installations of API 5L X80 has been accomplished with a large potential for cost savings and improvements in productivity. At the design and construction the pipeline-steel X80 has advantages. The higher strength leads to lower weights or higher pressure or a combination of both. This influences the quantity on steel, the transportation and pipe laying costs, and the welding time. On the other hand X80 could be used with the same diameter and wall thickness, so there is no disad- Riv. Ital. Saldatura - n. 6 - Novembre / Dicembre 2008 853 S. Felber - Welding of the high grade pipeline-steel X80 and description of different pipeline-projects Table 3 - Chemical compositions and mechanical properties of the consumables for different welding processes in comparison with the pipeline-steels X70 and X80. X70 X80 C Si Mn YS TS C Si Mn YS TS [m%] [m%] [m%] [MPa] [MPa] [m%] [m%] [m%] [MPa] Mo Ni - A CVN Mo Ni - [MPa] A5 [m%] [m%] - [%] [J] [m%] [m%] - [%] [J] 0.10-0.15 0.10-0.25 0.40-1.00 450-650 520-615 0.170 0.240 0.990 569-590 668-683 0.10-0.50 0.23-1.97 - 19-28 37-70 0.110 0.600 - a a 0.10 0.18-0.20 0.30-0.50 480 550-565 a a a a a 0.25 0.55 - 22-23 37-67 a a a a a 0.03-0.05 0.30-0.60 0.70-1.20 475-600 565-650 0.0700.100 0.0400.420 1.1901.760 539-677 630-735 a 0.16-2.20 - 26-28 50-80 a 0.6602.240 - 23.0 100-131 0.05 0.52-0.60 0.90-1.10 440-480 565 0.080 0.300 1.050 551-655 695-713 a 0.16 - 28-30 0.300 1.400 - a 96 a a a a a 0.0500.090 0.4900.780 1.1401.550 497-964 521-990 a a a a a 0.0201.140 0.0302.500 - 16.5-28.8 103-150 0.04 0.25-0.45 0.98-1.20 480-540 580-660 > 0.045 0.060 1.700 421-606 524-660 0.03 0.85 - 23 a a 0.930 - a 36-130 1st line 2nd line CVN 111-C-PG 111-C-PF 111-B-PG 111-B-PF 135 136 a No details. CVN at 0 °C and at -40 °C for underlined values vantage corresponding to earlier leakage by corrosion through smaller wall thickness, but a higher pressure in operation leads to higher capacity. But there are also other reasons to reduce the con- struction costs for both X70 and X80, like bigger pipe lengths, if possible, less tie-ins, a more efficient welding process and harmonized pipe tolerances. As a final advantage the steel X80 would lead to the employment of a relatively new technology, even if it is only a further field trial in a section of the mainline to get new information or to confirm the already existing knowledge. Table 4 - Comparison of welding parameters for different welding processes of the pipeline-steels X70 and X80. Steel grade Parameters a X70 I v S X80 PT IT I v S PT IT Process [A] [cm/min] [kJ/cm] [°C] [°C] [A] [cm/min] [kJ/cm] [°C] [°C] 111-C-PG 50-260 14-33 5-23 50-200 70-180 70-200 10-30 7-14 80-150 100-170 111-C-PF 80-140 9 10-18 50-200 70-180 a a a a a 111-B-PG 60-240 12-30 5-14 50-150 70-130 120–250 22-32 7-9 70 100-170 111-B-PF 85-150 8-12 8-14 50-150 70-130 130-190 8-9 20-25 a a 111-CB-PG a a a a a 70-250 10-32 7-10 80-150 100-170 135 90-395 26-127 3-10 50-100 100-150 110-260 26-140 2-11 100-120 100-250 136 180-260 a a a 70-180 165-175 10-15 17-22 a a No details. 854 Riv. Ital. Saldatura - n. 6 - Novembre / Dicembre 2008 S. Felber - Welding of the high grade pipeline-steel X80 and description of different pipeline-projects Table 5 - Tensile test, impact test, and hardness test for different welding processes of the pipeline-steels X70 and X80. Steel grade X70 TS CVN, 0 °C Process [MPa] [J] 111-C-PG 525-662 HV10 CVN, 0 °C HV10 [MPa] [J] 37-95 b 250-275 a a 240-250 c a a a a 550-560 37-67 111-B-PG/PF 560-730 80-120 b a 703 121 230-280 111-CB-PG a a a 691-745 65-130 220-353 730-735 a 180-270 617-723 79-113 175-310 570-580 a a a a a 136 No details. b -20 °C. c -40 °C. Table 6 - Repair rates for different welding processes of the pipeline-steels X70 and X80. Steel grade a TS 111-C-PF 135 a X80 X70 X80 Repair rate Repair rate Process [%] [%] 111-C-PG 1.6–2.4 1-8 111-C/B-PG a <3 135 a 3.9-4 No details. Acknowledgements The author thanks the staff of the Institute for Testing and Research in Materials Technology (TVFA) of Vienna University of Technology, of OMV Company, of Böhler Thyssen Welding, and of VOEST Alpine Steel Linz for their help. 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Felber - Welding of the high grade pipeline-steel X80 and description of different pipeline-projects Supplement 1 - Suppliers for pipelines (1) [100] and [101]. Process Highest grade Outside diameter [mm] Wall thickness [mm] Max. length [m] - X100 plates, b = 2 600 – 3 950 5.0 – 50.0 18.7 BELGIUM, Flemalle TUBEMENSE INDUSTRIES S.A. SAW X70 3 048 8.0 – 24.0 11.3 BRAZIL, Pindamonhangaba CONFAB INDUSTRIAL S.A. SAW UOE X80 324 – 1 219 6.4 – 31.8 12.5 DSAW U&O X80 508 – 1 067 6.4 – 16.0 25.0 CANADA, Regina, SASK IPSCO INC. DSAW SP X80 660 – 1 422 6.4 – 17.4 24.5 CANADA, Welland, Ontario WELLAND PIPE LTD. EFW-DSA SP, UOE X80 1 066 – 1 524 9.5 – 25.4 24.5 CHINA, Lianonang Province LIAO YANG STEEL SAW X80 406 – 1 422 8.0 – 32.0 12.5 CZECH REPUBLIC, Ostrava-Kunice ISPAT NOVA HUT SAW SP X70 324 – 812 5.3 – 11.9 18.0 FINLAND, Hameenlinna RAUTARUUKKI OYJ, METFORM SAW X80 355 – 457 4.0 – 16.0 18.0 FRANCE, Dunkerque, Cedex EUROPIPE FRANCE DSAW X80 508 – 1 422 6.4 – 50.8 12.5 FRANCE, Boulogne VALLOUREC & MANNESMANN SMLS X100 25 – 711 3.2 – 101.6 16.2 GERMANY, Ratingen EUROPIPE DSAW X80 508 – 1 625 7.0 – 40.0 18.3 GERMANY, Siegen BERGROHR GmbH DSAW X100 a a 12.0 GERMANY, Hilchenbach EISENBAU KREMER DSAW X100 406 – 1 524 6.3 – 203.0 13.4 GERMANY, Salzgitter SALZGITTER DSAW X100 508 – 1 676 6.3 – 20.6 18.3 GREECE, Athens CORINTH PIPEWORKS S.A. DSAW SP X70 559 – 2 540 6.0 – 25.4 18.3 SAW X80 457 – 1 524 6.0 – 38.0 12.2 UOE DSAW-SP X80 X70 406 – 1 067 508 – 2 032 4.8 – 9.5 15.0 12.2 INDIA, Lower Parel Mumbai WELSPUN GUJARAT SAW L, UOE X80 406 – 1 524 6.0 – 65.0 12.4 ISRAEL, Haifa MIDDLE EAST TUBE INC. ERW-DSA X70 457 – 2 032 a a SAW X80 457 – 1 422 4.0 – 44.5 17.1 Country, town Company name AUSTRIA VOEST Grobblech CANADA, Calgary, Alberta CAMROSE PIPE CO. INDIA, Mumbai MAN INDUSTRIES INDIA, New Dehli SAW PIPES LTD. ITALY, Milano ILVA SpA a No details. SAW DSAW EFW-DSA Submerged arc welding Double submerged arc welding Electric fusion welding - double submerged arc welding L SP SMLS PB Longitudinal Spiral pipe Seamless Press bending Riv. Ital. Saldatura - n. 6 - Novembre / Dicembre 2008 859 S. Felber - Welding of the high grade pipeline-steel X80 and description of different pipeline-projects Supplement 2 - Suppliers for pipelines (2) [100]. Process Highest grade Outside diameter [mm] Wall thickness [mm] Max. length [m] SAW X65 508 – 1 422 6.3 – 17.5 11.8 DSAW X100 406 – 1 422 6.0 – 44.0 18.4 JAPAN, Hyogo NISHIMURA KOKO CO.LTD. SAW PB X80 25 – 1 422 9.5 – 127.0 12.8 JAPAN, Tokyo SUMITOMO METAL INDUSTRIES INC. SAW X100 609 – 1 625 6.4 – 38.0 18.4 KOREA, Joong-Gu, Seoul SEAH STEEL CORP. SAW L, SP X80 457 – 2 540 1.0 – 25.4 18.0 MEXIKO, Michoacan PRODICTPRA MEXICANA DE TUBERIA DSAW X80 406 – 1 219 6.4 – 28.6 12.8 MEXIKO, Ste. Monterry TALLERES ACERO RERY DSAW X80 457 – 3 048 3.2 – 79.4 15.3 MEXIKO, Monterry TUBACERO S.A. DSAW X80 508 – 1 219 5.6 – 25.4 15.6 MEXIKO, Hipodromo Condesa TUBESA DSAW SP X80 508 – 3 048 6.4 – 25.4 24.5 PAKISTAN, Karachi CRESCENT STEEL DSAW SP X80 228 – 2 286 4.0 – 17.5 15.0 PAKISTAN, Karachi DATA STEEL PIPE INDUSTRIES LTD. SAW X80 200 – 3 500 4.0 – 25.4 15.0 ROMANIA, Galati S.C. ISPAT SIDEX S.A. SAW X65 508 – 1 422 6.4 – 17.5 11.8 DSAW L, SP X80 508 – 1 524 6.4 – 30.5 12 - 24 SLOVAKIA, Kosice U.S.STEEL KOSICE SAW Spiral X70 406 – 1 422 5.0 – 12.5 8 - 18 TURKEY, Izmir ERCIYAS STEEL PIPE INC. SAW X80 305 – 3 200 5.0 – 25.4 a TURKEY, Istanbul BORUSAN MANNESMAN YATIRM Hold. SAW X70 219 – 2 540 4.0 – 48.0 14.7 TURKEY, Ankara NORSEL CELICK BORU SAW X70 203 – 3 048 28.0 15.9 UNITED KINGDOM, Corby Northants CORUS TUBES DSAW X80 406 – 1 067 6.4 – 50.8 12.8 USA, Panama City, FL BERG STEEL CORP. DSAW X80 609 – 1 625 6.4 – 38.1 24.5 USA, Highspire, PA DURA-BOND PIPE (Bethlehem Steel) DSAW X70 508 – 1 067 7.2 – 19.0 24.5 USA, Napa, CA NAPA PIPE CORP. DSAW X80 406 – 1 067 7.2 – 25.4 24.8 USA, Baytown, TX SAW PIPES U.S.A. CYCLOPS CORP. DSAW X80 609 – 1 219 6.4 – 25.4 24.5 Country, town Company name ROMANIA, Galati S.C. ISPAT S.A JAPAN, Chiyoda-Ku Tokyo NIPON KOKAN SAUDI ARABIA, Khobar SAUDI ARABIA NAT. PIPE COMPANY a No details. SAW DSAW EFW-DSA Submerged arc welding Double submerged arc welding Electric fusion welding - double submerged arc welding 860 Riv. Ital. Saldatura - n. 6 - Novembre / Dicembre 2008 L SP SMLS PB Longitudinal Spiral pipe Seamless Press bending S. Felber - Welding of the high grade pipeline-steel X80 and description of different pipeline-projects Supplement 3 - Properties of the weld metal of cellulosic electrodes with values for the chemical composition (in mass-%) and mechanical properties (minimum values) of the weld metal [21], [24], [32], and [52] to [59]. AWS specification Electrode name Chemical composition of the weld metal YS TS A CVN at T [J] C Si Mn Mo Ni [MPa] [MPa] [%] according to ALLOY RODS -20 °C a SUREWELD 10P 0.12 0.17 0.28 a a 463 550 29 30 a SUREWELD 710P 0.10 0.18 0.31 0.24 0.53 481 560 22 39 a SUREWELD 810P 0.10 0.24 0.48 0.11 0.98 501 609 24 42 according to BOEHLER +20 °C A5.1, E6010 FOX CEL 0.12 0.14 0.50 a a 450 520 26 110 a FOX CEL + 0.17 0.15 0.60 a a 450 520 26 105 a a FOX CEL 75 0.14 0.14 0.70 a 480 550 23 100 A5.5, E 7010-A1 FOX CEL Mo 0.10 0.14 0.40 0.50 a 480 550 23 100 A5.1, E 8010-G FOX CEL 85 0.14 0.10 0.70 a 0.60 490 570 24 110 a FOX CEL 90 0.14 0.14 0.80 0.20 0.80 610 650 21 100 E10010-G a a a a a a a a a a 0.12 0.20 0.50 a a 380 470 30 70 a 350 420 22 a according to ESAB A5.1, E6010 PIPEWELD 6010 -20 °C a PIPEWELD 6010 + 0.13 0.25 0.40 a a PIPEWELD 7010 0.12 0.10 0.70 0.20 0.20 460 540 24 60 A5.1, E 8010-G PIPEWELD 8010 0.12 0.10 0.70 0.40 0.20 515 595 24 65 A5.5, E 7010-A1 PIPEWELD 85 0.12 0.10 0.30 0.50 a 460 540 24 50 a PIPEWELD 9010 0.12 0.30 0.50 0.30 0.70 540 630 18 a 0.17 0.24 0.99 0.11 0.60 569590 668683 a a a according to a E10010-G a No details. Supplement 4 - Properties of the weld metal of basic electrodes with values for the chemical composition (in mass-%) and mechanical properties (minimum values) of the weld metal [52], [56], [59], and [62] to [64]. AWS specification Electrode name Chemical composition of the weld metal YS TS A CVN at T [J] C Si Mn Mo Ni [MPa] [MPa] [%] 0.05 0.30 1.00 a a 510 560 26 170 according to BOEHLER a FOX BVD RP +20 °C a FOX BVD 85 0.04 0.40 0.90 a 0.90 510 560 27 170 a FOX BVD 90 0.04 0.40 1.20 a 2.10 600 650 27 160 a FOX BVD 100 0.07 0.40 1.20 a 2.30 670 730 24 150 a FOX BVD 110 0.07 0.40 1.50 0.30 2.00 720 810 20 90 a FOX BVD 120 0.07 0.40 1.85 0.35 2.25 815 870 18 80 0.90 a 0.17 470 560 29 a FOX EV PIPE 0.06 0.60 according to ESAB 170 -20 °C a FILARC 27P 0.07 0.40 1.20 a a 460 600 25 100 a FILARC 37P 0.07 0.40 1.20 0.90 a 550 650 18 a a FILARC 108MP 0.07 0.40 1.80 1.50 a 600 690 22 80 PH 118 a a a a a a a a a PH 128 a a a a a a a a a according to ETC a a a +20 °C No details. Riv. Ital. Saldatura - n. 6 - Novembre / Dicembre 2008 861 S. Felber - Welding of the high grade pipeline-steel X80 and description of different pipeline-projects Supplement 5 - Properties of the weld metal of basic electrodes for welding in vertical up position with values for the chemical composition (in mass-%) and mechanical properties (minimum values) of the weld metal [56], [62], [64], and [65]. AWS specification Electrode name Chemical composition of the weld metal YS TS A CVN at T [J] C Si Mn Mo Ni [MPa] [MPa] [%] 0.07 0.50 1.10 a a 460 560 28 200 according to BOEHLER a FOX EV 50-W +20 °C a FOX EV PIPE 0.06 0.60 0.90 a 0.17 470 560 29 170 a FOX EV 60 PIPE 0.07 0.60 1.20 a 0.90 550 590 29 170 FOX EV 70 PIPE 0.06 0.50 1.70 0.30 2.20 620 680 20 a according to ESAB a OK 48.00 140 -20 °C 0.06 a OK 53.70 0.06 a OK 74.70 0.08 1.15 a a 445 540 29 140 0.45 1.15 a a 440 530 30 150 0.40 1.5 0.40 a 540 630 26 110 0.50 according to PHILIPS E9018-M a a a a a a a a a a E10018-M a a a a a a a a a a 0.08 0.3 1.05 0.3 1.4 +20 °C according to VAMBERK E9018-M a E-B242 551-579 695-713 a 119 No details. Supplement 6 - Properties of the weld metal of basic electrodes for welding in vertical down position with values for the chemical composition (in mass-%) and mechanical properties (minimum values) of the weld metal [16], [18], [21], and [32]. AWS specification Electrode name Chemical composition of the weld metal YS TS A CVN at T [J] C Si Mn Mo Ni [MPa] [MPa] [%] a +20 °C according to E10018-G a 0.072 0.390 1.19 a 2.24 677 725 23 b 143 E8010-G a a a a a a a a a a according to THYSSEN WIRE +20 °C E10018-G a 0.070 0.410 1.26 a 1.39 553-608 666-697 a E10018-M B90 0.100 0.350 1.45 a 1.4 611-635 692-735 a according to PHILIPS a E10018-G 0.070 0.350 1.57 a E10018-G 108MPtyp1 0.070 0.040 1.62 E10018-M 108MPtyp2 0.070 0.420 1.76 a No details. b 141 +20 °C a a a 539-622 638-686 a a 0.89 550-578 630-726 a 150 1.28 578-611 679-727 a 137 0.66 A5. Supplement 7 - Properties of the weld metal of cellulosic electrodes for welding in vertical down position with values for the chemical composition (in mass-%) and mechanical properties (minimum values) of the weld metal [16] and [21]. AWS specification Electrode name Chemical composition of the weld metal C Si Mn 0.12 0.14-0.20 0.50 Mo [%] [J] 110 0.50 460-480 540-550 23-24 100 0.40 0.20-0.60 490-515 570-595 24 110 a a BÖHLER, ESAB 0.10-0.12 0.10-0.14 0.30-0.40 E8010-G BÖHLER, ESAB 0.12-0.14 0.10 0.70 BÖHLER, ESAB a a a a No details. 862 Riv. Ital. Saldatura - n. 6 - Novembre / Dicembre 2008 CVN 20 C° 26-30 E7010-A1 a [MPa] A [MPa] BÖHLER, ESAB E9010-G TS 380-450 470-520 E6010-G Ni YS a a a S. Felber - Welding of the high grade pipeline-steel X80 and description of different pipeline-projects Supplement 8 - Chemical composition (in mass %) of welding rods used for the GMAW-process [19], [21], [31], [66], and [69]. AWS specification Wire name Chemical composition of the weld metal C Si Mn Mo Ni 0.090 0.580 1.280 a 0.030 a a a a a 0.090 0.490 1.140 a 1.120 YS TS A CVN at T [MPa] [MPa] [%] [J] a a a a 569-585 701-744 a a 655-741 768-794 a a a according to CMn ER 70-S ER 70S-G a ER 80S-Ni1 CMnNi 556-648 638-741 a a ER 80S-Ni1 CMi NiTi 0.090 0.600 1.380 1.140 E81T1Ni1 a a a a a a a a a a a NiCrMo a a a a a a a a a OK Autrod 12.66 0.070 0.800 1.400 - - 535 600 26 100 OK Autrod 13.13 0.100 0.700 1.400 0.200 0.600 690 770 20 - a a a a a a a a a according to ESAB -20 °C according to THYSSEN WIRE ER 70S-6 a K Nova No details. Supplement 9 - Chemical composition (in mass-%) of welding rods used for the CRC-process [6], [23], [30], and [61]. AWS specification Wire name according toa Ni1 a A 5.18 ER 70 S-6 A 5.28 ER 90 S-G a Chemical composition of the weld metal C Si Mn Mo Ni YS TS A [MPa] [MPa] [%] CVN at T [J] +20 °C 0.060 0.700 1.45 a 0.90 a a a a K-Nova 0.050 0.780 1.49 0.02 0.03 a a a a NiMo80 0.070 0.670 1.55 0.42 1.03 a a a a SG2-mod.-CO2 0.060 0.750 1.55 a a 497 521 28.8 162 a a SG2-mod.-M21 0.060 0.750 1.55 a 581 612 27.1 189 a NiMo-CO2 0.090 0.650 1.50 0.40 1.09 651 715 22.4 113 a NiMo-M21 0.090 0.650 1.50 0.40 1.09 670 742 21.8 165 a No details. Supplement 10 - Chemical composition (in mass-%) of welding rods used for the CAPS-process [34], [70], and [72]. AWS specification Rod name Chemical composition of the weld metal C Si Mn Mo Ni YS TS A [MPa] [MPa] [%] according toa CVN at T [J] -40 °C ER 100S-G c ER 120S-G a a a a 0.3 1.0 804 a 19.5 182 a a a a 0.6 2.5 964 990 16.5 133 GSNi1Mo a a a a a a a a a a ER480S-6 a a a a a a a a a a ER690S-G a a a a a a a a a a G3Ni1Mo a a a -20 °C a 0.3 1.0 753 810 23 according to PHILIPS ER 100S-G b according to THYSSEN WIRE a a a 0.3 1.0 841 888 20.5 ER 100S-G d a a a 0.3 1.0 753 810 23 a No details. b Single torch GMAW. a 206 -40 °C 188 -40 °C a c Tandem GMAW. d CAPS dual tandem. Riv. Ital. Saldatura - n. 6 - Novembre / Dicembre 2008 863 S. Felber - Welding of the high grade pipeline-steel X80 and description of different pipeline-projects Supplement 11 - Chemical composition (in mass %) and mechanical properties of filler wires [31], [75], and [76]. AWS specification Chemical composition of the weld metal Wire name C Si Mn Mo Ni YS TS A [MPa] [MPa] [%] a CVN at T [J] -30 °C according to E71T8-K6 NR-207 0.07 0.22 0.85 a 0.85 421-446 524-528 30 145-200 E91T8-G NR-208-H 0.045 0.06 1.7 a 0.93 564-604 621-660 23 054-140 0.05 0.55 1.2 a a > 460 550-650 > 22 > 80 a according to OERLIKON a -20 °C FLUXOFIL 14 a FLUXOFIL 19 HD 0.05 0.5 1.2 a > 460 550-650 > 22 > 80 a FLUXOFIL 20 0.05 0.5 1.2 a 0.9 > 490 570-670 > 22 > 80 a FLUXOFIL 20 HD 0.05 0.5 1.2 a 0.9 > 490 570-670 > 22 > 80 1.2 > 430 520-620 > 20 a a FLUXOFIL 18 0.05 0.4 1.1 a a FLUXOFIL 25 0.05 0.4 1.2 0.5 - > 490 550-650 > 20 a 0.030.07 0.4-0.7 1.2-1.6 a 0.700.95 420 520-620 22 a according to ESAB a a FILARC PZ6104 No details. Supplement 12 - Chemical composition (in mass-%) of electrodes for longitudinal SAW seams [21]. Type C Si Mn P S Ni Mo N Al V Nb Ti B MnMo 0.08 0.35 1.45 0.015 0.004 a 0.3 0.009 0.029 0.04 0.025 0.011 a MnNiMo 0.07 0.28 1.53 0.014 0.002 0.8 0.35 0.007 0.027 0.04 0.023 0.012 a MnMoTiB 0.07 0.31 1.55 0.014 0.002 a 0.21 0.005 0.028 a 0.026 0.027 0.002 S2 Ti Mo B 0.06 0.37 1.84 0.017 0.006 0.17 0.1 a a 0.02 a 0.014 0.002 a No details. Sommario Saldatura dell’acciaio per pipeline ad elevate caratteristiche meccaniche X80 e descrizione di vari progetti di pipeline Ad oggi molti progetti on-shore sono stati realizzati con acciai X80 e, come sembra, con risultati pienamente soddisfacenti. Nell’articolo viene esaminato in dettaglio questo tipo di acciaio per pipeline e vengono discussi i vari progetti realizzati con l’X80. Per trovare il giusto processo per le saldature circonferenziali di queste tubazioni viene speso, in tutto il mondo, molto danaro per cui una banca dati mondiale di variabili di saldatura e di processi efficienti, ricavata dai dati raccolti dai processi di giunzione già applicati, potrebbe portare ad una previsione delle proprietà meccaniche e dei valori di meccanica della frattura e potrebbe evitare l’esecuzione di una grande quantità di prove e di errori e quindi portare ad una riduzione dei costi. In questo articolo vengono considerati: parametri di saldatura, tipi di consumabili, apporto termico dei processi di giunzione, preriscaldo e temperatura di interpass. Su saldature di acciai per pipeline X80 secondo API 5L (L 555MB in accordo alla EN 10208-2), realizzate mediante diversi processi, come ad esempio: manuale con elettrodi rivestiti, sotto protezione di gas,TIG ed arco sommerso, sono state eseguite prove sul materiale base, in zona fusa e in zona termicamente alterata. 864 Riv. Ital. Saldatura - n. 6 - Novembre / Dicembre 2008 S. Felber - Welding of the high grade pipeline-steel X80 and description of different pipeline-projects Supplement 13 - Heat guidance for welding pipeline-steels, [34], [52], [65], [83] to [85]. Process Electrode, wire C Brand Boehler FOX CEL FOX CEL Mo FOX CEL 75 FOX CEL 85 FOX CEL S Boehler FOX CEL 90 111 Boehler FOX BVD RP B FOX EV Pipe FOX BVD 85 FOX BVD 90 FOX BVD 100 FOX EV 50-W Wall thickness [mm] PT [°C] IT [°C] Comment 50-100 - < 20 150 100 ± 30 ≥ 20 ~ 200 a < 20 50-150 a ≥ 20 ~ 200 < 20 not required 150 ± 30 a 100 ± 30 solid wire a dual wire G3Ni1Mo, 1.0 mm 50-100 31.230 150 250 25 50 120 welding in the field at a pipe made of X65, < 23 100 100-150 field trial, X80 filler wire a a a 70-180 outer diameter: 914 mm single wire wire: S3 NiMoCr powder: UV 421 TT-LH 130 180 X100, prefabrication (longitudinal-, circumferential-, and fillet welding), post weld heat treatment: 250-300 °C, 2-4 h 120 170 120 150 X100, fixing and root pass X100, assembly welding, post weld heat treatment: 250-300 °C, 2-4 h 135 136 12 114 a 111 135 136 12 114 double wire a filler wire name according to EN 758: T563 1NiYn1H5 No details. Manual metal arc welding MAG-welding with solid wire MAG-welding with filler wire Submerged arc welding Metal arc welding with filler wire outside temp. > 5 °C, at steels tending to hardening: Tv ~ 100 °C ≥ 20 Boehler FOX EV 50 Boehler FOX EV 85 for steels with a higher C content 31.230 < 25 C B PT IT X80 Cellulosic electrodes Basic electrodes Preheating temperature Interpass temperature La saldatura nei francobolli La saldatura per bollitura (Forge welding) Norvegia 1968 Riv. Ital. Saldatura - n. 6 - Novembre / Dicembre 2008 865 EDITORIA PER LA MECCANICA Per pubblicare un redazionale gratuito o una pubblicità, dedicata alla tua azienda o ai tuoi prodotti, inviaci un fax allo 051 606 11 11 con la tua richiesta e i tuoi dati. Un nostro consulente ti contatterà. ! • • • "#$ !%%%&"&'!("& )*+&,-./+)01)*+&,-..++ ! ! " # IIS Didattica La saldatura ad arco elettrico delle leghe di alluminio con protezione gassosa ** Saldabilità Generalità Indipendentemente dai problemi tecnologici e dalla scelta opportuna dei materiali d’apporto, che permettono di realizzare una saldatura accettabilmente esente da difetti, uno dei problemi principali che si pone nella saldatura delle leghe leggere è l’effetto termico che la saldatura produce nella zona termicamente alterata. Sia per le leghe da trattamento termico sia per quelle fornite con diversi gradi d’incrudimento l’effetto termico corrisponde, per la zona termicamente alterata, ad un trattamento di solubilizzazione e/o di ricristallizzazione. Sono, pertanto, significativamente ridotti in questa zona tutti i vantaggi di resistenza ottenuti con i suddetti trattamenti; per cui appare importante (e molti regolamenti lo prescrivono) considerare, agli effetti del dimensionamento, gli elementi saldati come se costituiti da materiale ricotto (O). Per verificare l’entità dell’addolcimento in zona termicamente alterata, a causa dell’effetto termico della saldatura, sono di solito usate prove di durezza. Come già ricordato, le leghe Al - Zn Mg presentano, da questo punto di vista, un comportamento più favorevole data la tendenza dello zinco a separarsi dalla soluzione solida per “invecchiamento na* turale”, ripristinando, dopo un congruo periodo di tempo (anche 1 mese), buona parte delle caratteristiche di resistenza della zona termicamente alterata. Lo zinco entrato in zona fusa per diluizione (sono, in genere, usati materiali di apporto Al - Mg), precipita con analoghe modalità accrescendo la resistenza meccanica della zona fusa e portandola a valori comparabili a quelli del materiale base invecchiato naturalmente. I problemi che si presentano durante la saldatura e che sono dipendenti da particolari caratteristiche fisiche e chimiche dell’alluminio sono i seguenti: • l’alluminio conduce il calore molto più dell’acciaio, per cui si riscontrano difficoltà ad ottenere la fusione localizzata del materiale. Il calore assorbito nel corso della saldatura porta a vistose deformazioni a causa della notevole quantità di materiale interessato al riscaldamento; • l’alluminio si ossida con grande facilità, formando un ossido refrattario (allumina Al2O3) molto compatto e resistente; la formazione di allumina si verifica già a temperatura ambiente ed assicura la protezione del metallo sottostante; questa formazione aumenta rapidamente con la temperatura. Inoltre, mentre l’alluminio e le sue leghe fondono a circa 600÷650°C, l’ossido fonde a 2050°C ed è più pesante dell’alluminio. Di conseguenza, si verificano difficoltà per la fusione del materiale e i pericoli di inclusioni di ossido nel giunto, che si manifestano sotto forma di film o veli e che costituiscono indesiderabili incollature nel cordone di saldatura. Per contrastare queste caratteristiche, la saldatura dell’alluminio e delle sue leghe deve ricorrere all’impiego di sorgenti termiche potenti e concentrate in grado di realizzare la fusione con rapidità, per ridurre le dispersioni di calore e, quindi, anche le deformazioni. Inoltre, poiché un’efficace protezione contro l’ossidazione può essere realizzata solo in vicinanza del bagno di fusione mentre la saldatura comporta un riscaldamento anche del materiale che precede la sorgente stessa, è evidente che la sorgente termica si troverà sempre in presenza di ossido anche se i materiali sono stati inizialmente ben puliti. Figura 1 - Uso della corrente alternata nella saldatura TIG delle leghe di Al. Redazione a cura della Divisione FOR - Formazione e insegnamento dell’Istituto Italiano della Saldatura - Genova. Riv. Ital. Saldatura - n. 6 - Novembre / Dicembre 2008 869 La saldatura ad arco elettrico delle leghe di alluminio con protezione gassosa La rimozione dell’ossido è molto difficile per via chimica (flussi o scorie) mentre si è invece constatato, nell’impiego della saldatura sotto protezione di gas inerte, che il flusso di ioni ed elettroni dall’elettrodo al bagno di fusione ed al materiale base adiacente realizza la frantumazione e la rimozione dell’ossido quando la polarità della corrente è inversa (cioè, quando il polo positivo è collegato all’elettrodo). Processi di saldatura Fra i procedimenti convenzionali, solo la saldatura ad arco sotto protezione di gas inerte ha finora permesso di realizzare soddisfacentemente la saldatura delle leghe di alluminio, per cui oggi essa risulta quella più diffusa su scala industriale nel campo della saldatura per fusione(1). Malgrado lo sviluppo di specifici consumabili, non hanno ad oggi trovato applicazioni significative i processi con protezione di scoria, la cui applicazione è ostacolata dalla bassa massa volumica del bagno di fusione rispetto alla scoria, dalla temperatura di fusione di quest’ultima e dal complesso delle reazioni tra scoria e bagno di fusione che caratterizzano negativamente il processo. La saldatura con protezione di gas inerte, generalmente argon ma anche, per ottenere migliore penetrazione, elio o miscele argon - elio, è impiegata adottando processi: • ad arco con elettrodo infusibile sotto protezione di gas inerte (TIG), in versione manuale o automatica; • ad arco con elettrodo fusibile sotto protezione di gas inerte (MIG) in versione semiautomatica o automatica. Saldatura con elettrodo infusibile (TIG) Questo procedimento è normalmente impiegato con le seguenti modalità: • alimentazione dell’arco con corrente alternata (eventualmente con forme d’onda particolari); • sovrapposizione all’arco di alta frequenza realizzata da uno speciale dispositivo. Per la rimozione dell’allumina dal bagno di fusione e dai lembi sarebbe necessario saldare in corrente continua collegando il polo negativo al pezzo ed il positivo all’elettrodo (polarità inversa). In queste condizioni, però, per evitare che l’elet- 870 Riv. Ital. Saldatura - n. 6 - Novembre / Dicembre 2008 trodo si riscaldi eccessivamente e si consumi in breve tempo, sarebbe necessario ridurre molto la corrente, il che renderebbe antieconomico il procedimento. Con l’impiego della corrente alternata l’effetto di rimozione della pellicola di ossido risulta dimezzato, restando comunque sufficiente. È, invece, compromessa la stabilità d’arco, che risente del periodico passaggio per il valore zero della corrente alternata con continui spegnimenti e riaccensioni; ciò si traduce in difficoltà operative (Fig. 1). L’uso di forme d’onda particolari e la sovrapposizione di alta frequenza hanno appunto lo scopo di ripristinare la stabilità d’arco e di consentirne un facile controllo da parte del saldatore. Questo procedimento è correntemente impiegato per la saldatura manuale di tubazioni oppure di lamiere sottili, o per l’esecuzione della prima passata su lamiere di grosso spessore. Recenti sviluppi del procedimento TIG (spesso con protezione di elio) riguardano la messa a punto di procedimenti automatici e talvolta, per produzioni di serie, completamente automatizzati, finalizzati anche alla saldatura di forti spessori con alte velocità di esecuzione e/o forte penetrazione. Inoltre, è ormai ampiamente consolidato l’impiego di generatori ad onda quadra, che superano i tradizionali limiti della saldatura in corrente alternata grazie anche alle possibilità di regolazione delle semionde sia nel senso della durata che in quello dell’intensità, con la possibilità di sbilanciare il funzionamento sulla polarità positiva piuttosto che il contrario. Come noto, questa soluzione comporta passaggi attraverso lo zero più rapidi rispetto alla tipica tensione sinusoidale. Il gas di protezione più utilizzato nel caso di corrente alternata è certamente l’argon, per quanto siano anche diffuse miscele binarie Ar - He; l’argon, come noto, consente accensioni più semplici ed archi più stabili. Per contro, l’elio comporta aumenti della tensione d’arco a causa del maggiore potenziale di ionizzazione ed un’accensione dell’arco più difficoltosa: in alcuni impianti automatici è oggi possibile effettuare l’accensione con argon e commutare progressivamente la protezione in elio, che favorisce la velocità di avanzamento, in considerazione anche della conduttività termica del materiale base. Alcuni esempi di parametri di saldatura tipici della saldatura TIG in posizione PA con gas Ar sono riportati nella Tabella I. Data la reattività del materiale base va ricordata la necessità del pregas e del postgas per proteggere il bagno di fusione, l’area ad esso circostante e l’estremità della bacchetta dai gas atmosferici. Sono oggi disponibili numerose tipologie di torcia e cavi di alimentazione, indicativamente sino a circa 450 A di corrente; spesso essi sono raffreddati ad acqua, con torce dotate di tasti per la regolazione dei parametri direttamente sull’impugnatura (Fig. 2). In considerazione delle caratteristiche fisiche dei due gas, Ar ed He, va ricordato che le portate possono risultare molto diverse, a parità di altri parametri: la Tabella II fornisce alcuni esempi di portate, in funzione dello spessore del materiale di base. In considerazione della tendenza delle leghe di alluminio a dare luogo a porosità in zona fusa è di grande utilità utilizzare torce dotate di gas lens (Fig. 3), che garantisce una maggiore regolarità del (1) Per applicazioni su lamiere sottili e costruzioni di serie è anche impiegata la saldatura a resistenza, benché la sua esecuzione sia fortemente ostacolata dall’elevata conducibilità termica e dalla presenza di allumina che agisce anche come un isolante elettrico. Per questo motivo la saldatura a resistenza richiede un accurato decapaggio delle parti da saldare, eseguito immediatamente prima della saldatura; diversamente l’allumina avrebbe il tempo di riformarsi in quantità sufficiente per ostacolare la saldatura. Figura 2 - Torcia con comando di regolazione della corrente. La saldatura ad arco elettrico delle leghe di alluminio con protezione gassosa TABELLA I - Esempi di parametri per saldatura TIG con gas argon. Spessore (mm) Tipo giunto Luce (mm) Corrente (A) Numero passate Diametro bacchetta (mm) Velocità (mm/min) Diametro ugello (mm) 0.8 Lembi retti 0 55 1 1.6 300 9.5 1.2 Lembi retti 0 100 1 2.4 400 9.5 1.5 Lembi retti 0.8 130 1 2.4 470 9.5 1.5 Fillet 0 100 1 2.4 250 9.5 2 Lembi retti 0.8 160 1 3.2 380 9.5 2.5 Lembi retti 0.8 170 1 3.2 300 9.5 2.5 Fillet 0 140 1 3.2 250 9.5 3.2 Lembi retti 0.8 180 1 3.2 300 12.7 3.2 Fillet 0 175 1 3.2 300 12.7 5 Lembi retti 1.6 250 1 4.8 200 12.7 5 Fillet 0 240 1 4.8 250 12.7 6.5 V (70°) 0 320 1 4.8 150 12.7 6.5 Fillet 0 290 1 4.8 250 12.7 8 V (70°) 0 340 2 4.8 165 12.7 10 V (70°) 0 350 2 6.4 180 12.7 10 Fillet 0 370 2 6.4 250 16 flusso di gas e la possibilità, a parità di altre condizioni, di impiegare portate maggiori senza rischi di turbolenza del flusso. Per quanto riguarda invece gli elettrodi, è noto che essi sono disponibili oggi in una notevole varietà, che va dagli elettrodi di tungsteno puro a quelli addizionati con ossido di torio, sino a quelli fabbricati con limitate aggiunte di ossidi di terre rare come ad esempio Ce e La; TABELLA II - Portate di gas di protezione per saldatura TIG. nella saldatura Portata Diametro TIG AC sono Spessore (l/min) ugello spesso preferiti (mm) (mm) Ar He gli elettrodi con Sino a 1 9.5 3.4 7.5 ossido di Zr per effetto della loro 1÷3 9.5 4.5 9.5 elevata tempera3÷5 12.5 5.6 11.8 tura di fusione e 5÷9 12.5 7.0 14.2 della capacità di fornire correnti di 9 ÷ 12 16.0 8.0 16.5 maggiore intenMaggiore di 12 25.0 12.0 21.0 sità rispetto ad altri, a parità di TABELLA III - Intensità di corrente per saldatura TIG (posizione PA; onda quadra bilanciata). Diametro elettrodo (mm) Corrente (A) 1.0 20–50 1.6 50–80 2.4 80–160 3.2 160–225 4.0 225–330 5.0 330–400 6.4 400–550 temperatura. Durante la saldatura la punta assume una forma emisferica a causa del flusso di elettroni che la colpisce, quando caratterizzata dalla macchia anodica; il diametro dell’estremità dovrebbe essere pari a circa 0.4 il diametro dell’elettrodo e la lunghezza della punta circa il doppio. Alcuni esempi di corrente da utilizzare (nel caso specifico, onda quadra bilanciata e gas argon) sono riportati nella Tabella III. La tecnica esecutiva è di primaria importanza, anche in considerazione delle particolari caratteristiche di fluidità del bagno; di norma, al crescere dello spessore aumenta il diametro della bacchetta e la difficoltà di garantire un’adeguata protezione al materiale, che risulta schermato dalla bacchetta stessa, con maggiori rischi di intrappo- Figura 3 - Effetto del gas lens sulla regolarità della protezione gassosa. Riv. Ital. Saldatura - n. 6 - Novembre / Dicembre 2008 871 La saldatura ad arco elettrico delle leghe di alluminio con protezione gassosa lare ossidi, come nell’esempio della Figura 4. Sino a circa 3 mm è di norma utilizzata la preparazione a lembi retti, per spessori superiori si passa invece alle preparazioni a V oppure ad U. Per ovviare ad eventuali difficoltà nella penetrazione è spesso utilizzato il supporto di piatti di sostegno, che è necessario posizionare con grande cura e per i quali è opportuno prevedere una luce pari a circa 1.5 volte il diametro dell’elettrodo, per garantire un’adeguata fusione. Infine, si ricorda in alternativa la possibilità di utilizzare gas di protezione elio ed alimentazione in corrente continua, polarità diretta (DCEN): data l’assenza di rimozione degli ossidi attraverso l’effetto di sabbiatura ionica, è quanto mai necessario curare le preparazione rimuovendo gli stessi appena prima dell’inizio della saldatura. Data la polarità e l’effetto del gas, la penetrazione risulta favorita, con elevati rapporti di diluizione, ed il processo può essere applicato in modo automatico. Alcuni esempi di parametri caratteristici di questa specifica applicazione del processo TIG sono riportati nella Tabella IV. e, quindi, rende più rapida la saldatura. Il processo di saldatura è utilizzato nel riempimento di cianfrini su lamiere di medio o grosso spessore; con l’uso di fili di piccolo diametro, può essere impiegato anche su lamiere di piccolo spessore ed in qualunque posizione. Il gas inerte è generalmente argon; l’impiego di elio o miscele argon - elio, in certi casi, permette di realizzare maggiori velocità di saldatura sugli spessori maggiori ed è usato, spesso, nelle versioni automatiche. Le particolari caratteristiche dell’alluminio, nello specifico il basso modulo di elasticità, rendono necessari sistemi di avanzamento del filo particolarmente efficaci: rulli di avanzamento aventi una Figura 4 - Inclusione di ossido. Saldatura con elettrodo fusibile (MIG) Con questo processo è usata la consueta alimentazione in corrente continua con elettrodo collegato al polo positivo (CCPI/DCEP), condizione che è anche favorevole per la rimozione dell’ossido. Il riscaldamento del filo - elettrodo, in questo caso, rappresenta un vantaggio, in quanto aumenta la velocità di deposito TABELLA IV - Processo TIG automatico, gas elio, polarità DCEN (diametro ugello 1/2"). Spessore (mm) Tipo giunto Corrente (A) Tensione (V) Numero di passate Diametro bacchetta (mm) Velocità di saldatura (mm/min) 0.8 Lembi retti 20 20 1 1.2 420 1 Lembi retti 26 20 1 1.6 420 1.5 Lembi retti 45 20 1 1.6 480 2.4 Lembi retti 80 17 1 2.4 300 2.4 Fillet 130 14 1 2.4 540 3.2 Lembi retti 120 17 1 3.2 480 3.2 Fillet 180 14 1 3.2 480 6.3 Lembi retti 250 14 1 4.8 180 6.3 Fillet 255 14 1 4.8 360 10 Testa a testa (90° V) 285 14 2 4.8 150 10 Fillet 290 14 1 6.3 180 12.5 Testa a testa (90° V) 310 14 2 4.8 120 12.5 Fillet 315 16 2 6.3 180 20 Doppio-V (90°) 300 17 2 4.8 120 25.4 Doppio-V (90°) 360 19 5 6.3 60 872 Riv. Ital. Saldatura - n. 6 - Novembre / Dicembre 2008 La saldatura ad arco elettrico delle leghe di alluminio con protezione gassosa Figura 5 - Esempio di torcia push - pull (cortesia Fronius). sezione di gola con raggi di curvatura adeguati al diametro del filo, talvolta torce di tipo push - pull (come quella rappresentata nella Fig. 5), sistemi di avanzamento a quattro rulli (Fig. 6). Per quanto concerne i gas di protezione, essi sono fondamentalmente argon elio e loro combinazioni; gas come ossigeno ed azoto non sono utilizzati, data la tendenza a generare inclusioni gassose. La differenza nell’utilizzo dei due gas nobili è, nella sostanza, quella già commentata a proposito della saldatura TIG: l’elio richiede tensioni maggiori di circa il 20% e genera penetrazioni più abbondanti, con la possibilità di aumentare la velocità di saldatura, a parità di altre Figura 6 - Sistema di alimentazione del filo a 4 rulli (cortesia Fronius). condizioni; tra l’altro, le minori velocità di raffreddamento possono limitare il rischio di inclusioni di idrogeno, dato il maggior grado di diffusione consentito durante il ciclo di raffreddamento. Un confronto tra giunti a cordoni d’angolo realizzati con gas argon ed elio è rappresentato nella Figura 7. Date le caratteristiche metallurgiche del materiale base, è quasi superfluo ricordare la necessità di utilizzare gas di adeguata purezza, ad esempio gas (o miscele) aventi una temperatura di rugiada inferiore o uguale a -50°C, corrispondenti a circa 40 ppm di H2O, riferiti alla torcia. Analoghe prescrizioni sono raccomandabili per la conservazione dei fili, che deve essere effettuata in ambienti adeguati, puliti e nelle rispettive confezioni originali, possibilmente per periodi non superiori a 6 mesi per limitare il rischio di porosità. Allo stesso modo, è opportuno proteggere le bobine con plastica tra una giornata di lavoro e quella successiva e al termine di ogni settimana lavorativa; va ricordato inoltre che è possibile la formazione di condensa spostando le bobine da ambienti più freddi ad altri più caldi (esistono infatti sistemi di riscaldamento del filo su alcuni generatori oppure lampade ad incandescenza per ottenere un adeguato effetto di essiccamento). Sono talvolta utilizzati con successo Figura 7 - Giunto saldato con processo MIG e gas argon (a destra) ed elio (a sinistra), spessore 12 mm. Riv. Ital. Saldatura - n. 6 - Novembre / Dicembre 2008 873 La saldatura ad arco elettrico delle leghe di alluminio con protezione gassosa TABELLA V - Parametri tipici della saldatura MIG con gas Ar di leghe di alluminio. Spessore (mm) 1.6 2.4 3.2 4 6.3 8 10 Luce/ spalla (mm) Giunto Backing 0 Lembi retti Provvisorio 100 19 1/0 0.6 1000 2.5 Lembi retti Provvisorio 100 19 1/0 0.6 1000 0 Lembi retti Provvisorio 140 21 1/0 0.6 1000 3.2 Lembi retti Fisso 130 23 1/0 0.6 780 2.5 Lembi retti Provvisorio 160 24 1/0 1.2 780 5 Lembi retti Fisso 135 23 1/0 1.2 720 1.5 Lembi retti - 170 26 1/1 1.2 750 1.5/2.5 V singolo (60°) Provvisorio 160 27 1/0 1.2 750 4.5/1.5 V singolo (60°) Fisso 185 27 2/0 1.6 750 2.5 Lembi retti - 200 28 1/1 1.6 750 2.5/2.5 V singolo (60°) Provvisorio 185 27 2/0 1.6 750 6/1.5 V singolo (60°) Fisso 225 29 3/0 1.6 750 2.5/1.5 V singolo (60°) Provvisorio 245 29 2/0 1.6 750 4.5/0 V singolo (60°) Fisso 255 29 3/0 1.6 750 2.5/4.5 V singolo (90°) - 290 29 1/1 1.6 750 2.5/2.5 V singolo (60°) Provvisorio 275 29 2/1 1.6 900 4.5/0 V singolo (60°) Fisso 275 26 3/0 1.6 800/550 sistemi per la pulitura in tempo reale del filo, posizionati in corrispondenza del sistema di avanzamento, come anche possono essere utilizzate procedure di lavaggio degli stessi per eliminare ogni traccia di grasso, olio, altri tipi di sporcizia. Un prospetto riassuntivo dei principali parametri relativi alla saldatura MIG di giunti testa a testa, per vari spessori, con gas Ar, è riportato nella Tabella V. Materiali d’apporto Per fornire un quadro sufficientemente completo, sono riportate in questo paragrafo le due classificazioni maggiormente diffuse a livello internazionale per i consumabili (in forma di fili o di bacchette), ovvero: • AWS A5.10 “Specification for bare aluminum and aluminum - alloy welding electrodes and rods” (Tab. VII); • EN ISO 18273:2004 “Welding consumables - Wire electrodes, wires and rods for welding of aluminium and aluminium alloys - Classification” (Tab. VI). A parte il consumabile tipo Al Si12 che contiene silicio in proporzione molto 874 Riv. Ital. Saldatura - n. 6 - Novembre / Dicembre 2008 Corrente Tensione (A) (V) Numero di Diametro Velocità di passate del filo saldatura (diritto/rovescio) (mm) (mm/min) vicina alla composizione eutettica (e, pertanto, presenta buona fluidità e bassa criccabilità, usato principalmente per la saldatura e riparazione di getti), tutti gli altri fili sono tipici per la saldatura delle leghe leggere da lavorazione plastica. Di regola, si sceglie il filo più legato fra quelli proposti (AlMg 5 al posto di AlMg 3.5 o di AlSi 5) quando si vuole ottenere maggiore resistenza meccanica in zona fusa, per compensare il fatto che essa si trova allo stato ricotto. Vi è, infine, da notare che i fili e le bacchette per saldatura sono fabbricati con prescrizioni di purezza particolari e con uno stato superficiale particolarmente curato per evitare eccessive ossidazioni ed adsorbimento di umidità e, quindi, di idrogeno. Essi, inoltre, hanno composizione chimica studiata per combattere la criccabilità a caldo in zona fusa (la presenza di titanio quale affinante del grano è, a tale scopo, significativa); pertanto, la pratica di utilizzare, come metallo d’apporto per la saldatura TIG, delle striscioline ricavate dal materiale base appare altamente pericolosa e sconsigliabile. Infine sono molto importanti le condizioni di buona conservazione dei metalli d’apporto, secondo quanto specificato nelle norme (involucri di materiali impermeabili all’aria e non igroscopici, chiusi ermeticamente ed, eventualmente, contenenti sostanze disidratanti) e le condizioni di maneggio degli stessi, onde evitare ogni contaminazione. Risulta in pratica importante, a fine saldatura o turno di lavoro, togliere le bobine di filo dalle saldatrici e rimetterle nel loro involucro originale sigillandole; analogamente è importante riporre nel loro involucro le bacchette per il TIG. Numerose sono le indicazioni disponibili in letteratura in ordine alla scelta del materiale d’apporto in relazione al materiale di base: i principali criteri di cui si dovrebbe tenere conto sono fondamentalmente i seguenti: • prestazioni meccaniche richieste alla giunzione; • prestazioni fisiche (ad esempio: resistenza alla corrosione) richieste alla giunzione; • posizioni di saldatura; • eventuale esecuzione di trattamenti termici dopo saldatura; • limitazione del rischio di criccabilità a caldo. Al 99.88 Al 1188 Al 1100 Al99.0Cu Al 1200 Al99.0 Al 1450 Al99.5Ti Al 2319 AlCu6MnZrTi Al 3103 AlMn1 Al 4009 AlSi5Cu1Mg Al 4010 AlSi7Mg Al 4011 AlSi7Mg0.5Ti Al 4018 AlSi7Mg Al 4043 AlSi5 Al 4043A AlSi5(A) Al 4046 AlSi10Mg Al 4047 AlSi12 Al 4047A AlSi12(A) Al 4145 AlSi10Cu4 Al 4643 AlSi4Mg Al 5249 AlMg2Mn0.8Zr Al 5554 AlMg2.7Mn Al 5654 AlMg3.5Ti Al 5654A AlMg3.5Ti Al 5754C AlMg3 Al 5356 AlMg5Cr(A) Al 5356A AlMg5Cr(A) Al 5556 AlMg5Mn1Ti Al 5556C AlMg5Mn1Ti Al 5556A AlMg5Mn Al 5556B AlMg5Mn Al 5183 AlMg4.5Mn0.7(A) Al 5183A AlMg4.5Mn0.7(A) Al 5087 AlMg4.5MnZr Al 5187 AlMg4.5MnZr Al99.7 Al99.8(A) Al 1070 Al 1080A Designazione 0.06 Fe 0.25 0.15 Si+Fe 0.95 Si+Fe 1.00 0.25 0.40 0.20 0.30 0.50 0.7 4.5 - 5.5 0.20 6.5 - 7.5 0.20 6.5 - 7.5 0.20 6.5 - 7.5 0.20 4.5 - 6.0 0.8 4.5 - 6.0 0.6 9.0 - 11.0 0.50 11.0 - 13.0 0.8 11.0 - 13.0 0.6 9.3 - 10.7 0.8 3.6 - 4.6 0.8 0.25 0.40 0.25 0.40 Si + Fe 0.45 Si + Fe 0.45 0.40 0.40 0.25 0.40 0.25 0.40 0.25 0.40 0.25 0.40 0.25 0.40 0.25 0.40 0.40 0.40 0.40 0.40 0.25 0.40 0.25 0.40 0.06 Si 0.20 0.15 0.05-0.20 0.05 0.05 5.8 - 6.8 0.10 1.0 - 1.5 0.20 0.20 0.05 0.30 0.30 0.03 0.30 0.30 3.3 - 4.7 0.10 0.05 0.10 0.05 0.05 0.10 0.10 0.10 0.10 0.10 0.10 0.10 0.10 0.10 0.05 0.05 0.005 Cu 0.04 0.03 0.05 0.05 0.05 0.20 - 0.40 0.9 - 1.5 0.10 0.10 0.10 0.10 0.05 0.15 0.40 0.15 0.15 0.15 0.05 0.50 - 1.1 0.50 - 1.0 0.01 0.01 0.50 0.05 - 0.20 0.05 - 0.20 0.50 - 1.0 0.50 - 1.0 0.60 - 1.0 0.60 - 1.0 0.50 - 1.0 0.50 - 1.0 0.70 - 1.1 0.70 - 1.1 0.01 Mn 0.03 0.02 0.05 0.02 0.30 0.45 - 0.6 0.30 - 0.45 0.45 - 0.7 0.50 - 0.8 0.05 0.20 0.20 - 0.50 0.10 0.10 0.15 0.10 - 0.30 1.6 - 2.5 2.4 - 3.0 3.1 - 3.9 3.1 - 3.9 2.6 - 3.6 4.5 - 5.5 4.5 - 5.5 4.7 - 5.5 4.7 - 5.5 5.0 - 5.5 5.0 - 5.5 4.3 - 5.2 4.3 - 5.2 4.5 - 5.2 4.5 - 5.2 0.01 Mg 0.03 0.02 - Cr - 0.10 0.15 0.30 0.05 - 0.20 0.15 - 0.35 0.15 - 0.35 0.30 0.05 - 0.20 0.05 - 0.20 0.05 - 0.20 0.05 - 0.20 0.05 - 0.20 0.05 - 0.20 0.05 - 0.25 0.05 - 0.25 0.05 - 0.25 0.05 - 0.25 TABELLA VI - Composizione chimica dei materiali d'apporto (EN ISO 18273:2004). 0.10 0.10 0.07 0.10 0.20 0.10 0.10 0.10 0.10 0.10 0.10 0.10 0.20 0.20 0.20 0.10 0.20 0.25 0.20 0.20 0.20 0.10 0.10 0.25 0.25 0.20 0.20 0.25 0.25 0.25 0.25 0.03 Zn 0.04 0.06 Ga,V V 0.05 Ga 0.03 Ga 0.03 V 0.05 V0.05-0.15 - Analisi chimica - Zr 99.88 Al min 99.70 99.80 0.0003 Be 0.0003 0.0003 99.00 0.0003 0.05 99.00 0.0003 0.10-0.20 99.50 0.0003 0.10 - 0.20 0.10 - 0.25 Rem 0.0003 Ti + Zr 0.10 Rem 0.0003 0.20 Rem 0.0003 0.20 Rem 0.0003 0.04 - 0.20 Rem 0.04 - 0.07 0.20 Rem 0.0003 0.20 Rem 0.0003 0.15 Rem 0.0003 0.15 Rem 0.0003 Rem 0.0003 0.15 Rem 0.0003 Rem 0.0003 0.15 Rem 0.0003 0.15 0.10 - 0.20 Rem 0.0003 0.05 - 0.20 Rem 0.0003 0.05 - 0.15 Rem 0.0003 0.05 - 0.15 Rem 0.0005 0.15 Rem 0.0003 0.06 - 0.20 Rem 0.0003 0.06 - 0.20 Rem 0.0005 0.05 - 0.20 Rem 0.0003 0.05 - 0.20 Rem 0.0005 0.05 - 0.20 Rem 0.0003 0.05 - 0.20 Rem 0.0005 0.15 Rem 0.0003 0.15 Rem 0.0005 0.15 0.10 - 0.20 Rem 0.0003 0.15 0.10 - 0.20 Rem 0.0005 0.01 Ti 0.03 0.02 0.05 0.05 0.03 0.05 0.05 0.05 0.05 0.05 0.05 0.05 0.05 0.05 0.05 0.05 0.05 0.05 0.05 0.05 0.05 0.05 0.05 0.05 0.05 0.05 0.05 0.05 0.05 0.05 0.05 0.05 0.05 0.01 0.15 0.15 0.15 0.15 0.15 0.15 0.15 0.15 0.15 0.15 0.15 0.15 0.15 0.15 0.15 0.15 0.15 0.15 0.15 0.15 0.15 0.15 0.15 0.15 0.15 0.15 0.15 0.15 0.15 0.15 - Altri Altri totale 0.03 0.02 La saldatura ad arco elettrico delle leghe di alluminio con protezione gassosa Riv. Ital. Saldatura - n. 6 - Novembre / Dicembre 2008 875 La saldatura ad arco elettrico delle leghe di alluminio con protezione gassosa TABELLA VII - Composizione chimica dei materiali d'apporto (AWS A5.10). Grado ER1100 R1100 ER1188 R1188 R2319 R2319 ER4009 R4009 ER4010 R4010 R4011 ER4043 R4043 ER4047 R4047 ER4145 R4145 ER4643 R4643 ER5183 R5183 ER5356 R5356 ER5554 R5554 ER5556 R5556 ER5654 R5654 R-206.0 R-C355.0 R-A356.0 R-357.0 R-A357.0 UNS Si A91100 (1) A91100 (1) A91188 0.06 A91188 0.06 A92319 0.20 A92319 0.20 A94009 4.5-5.5 A94009 4.5-5.5 A94010 6.5-7.5 A94010 6.5-7.5 A94011 6.5-7.5 A94043 4.5-6.0 A94043 4.5-6.0 A94047 11.0-13.0 A94047 11.0-13.0 A94145 9.3-10.7 A94145 9.3-10.7 A94643 3.6-4.6 A94643 3.6-4.6 A95183 0.40 A95183 0.40 A95356 0.25 A95356 0.25 A95554 0.25 A95554 0.25 A95556 0.25 A95556 0.25 A95654 (2) A95654 (2) A02060 0.10 A33550 4.5-5.5 A13560 6.5-7.5 A03570 6.5-7.5 A13570 6.5-7.5 (1) Si+Fe<0.95 Fe Cu Mn Mg Cr Ni Zn Ti (1) (1) 0.06 0.06 0.30 0.30 0.20 0.20 0.20 0.20 0.20 0.8 0.8 0.8 0.8 0.8 0.8 0.8 0.8 0.40 0.40 0.40 0.40 0.40 0.40 0.40 0.40 (2) (2) 0.15 0.20 0.20 0.15 0.20 0.05-0.20 0.05-0.20 0.005 0.005 5.8-6.8 5.8-6.8 1.0-1.5 1.0-1.5 0.20 0.20 0.20 0.30 0.30 0.30 0.30 3.3-4.7 3.3-4.7 0.10 0.10 0.10 0.10 0.10 0.10 0.10 0.10 0.10 0.10 0.05 0.05 4.2-5.0 1.0-1.5 0.20 0.05 0.20 0.05 0.05 0.01 0.01 0.20-0.40 0.20-0.40 0.10 0.10 0.10 0.10 0.10 0.05 0.05 0.15 0.15 0.15 0.15 0.05 0.05 0.50-1.0 0.50-1.0 0.05-0.20 0.05-0.20 0.50-1.0 0.50-1.0 0.50-1.0 0.50-1.0 0.01 0.01 0.20-0.50 0.10 0.10 0.03 0.10 0.01 0.01 0.02 0.02 0.45-0.6 0.45-0.6 0.30-0.45 0.30-0.45 0.45-0.7 0.05 0.05 0.10 0.10 0.15 0.15 0.10-0.30 0.10-0.30 4.3-5.2 4.3-5.2 4.5-5.5 4.5-5.5 2.4-3.0 2.4-3.0 4.7-5.5 4.7-5.5 3.1-3.9 3.1-3.9 0.15-0.35 0.40-0.6 0.25-0.45 0.45-0.6 0.40-0.7 0.15 0.15 0.05-0.25 0.05-0.25 0.05-0.20 0.05-0.20 0.05-0.20 0.05-0.20 0.05-0.20 0.05-0.20 0.15-0.35 0.15-0.35 - 0.05 - 0.10 0.10 0.03 0.03 0.10 0.10 0.10 0.10 0.10 0.10 0.10 0.10 0.10 0.20 0.20 0.20 0.20 0.10 0.10 0.25 0.25 0.10 0.10 0.25 0.25 0.25 0.25 0.20 0.20 0.10 0.10 0.10 0.05 0.10 0.01 0.01 0.10-0.20 0.10-0.20 0.20 0.20 0.20 0.20 0.04-0.20 0.20 0.20 0.15 0.15 0.15 0.15 0.06-0.20 0.06-0.20 0.05-0.20 0.05-0.20 0.05-0.20 0.05-0.20 0.05-0.15 0.05-0.15 0.15-0.30 0.20 0.20 0.20 0.04-0.20 Altri Ognuno Totale 0.05 0.15 0.05 0.15 0.01 0.01 0.05 0.15 0.05 0.15 0.05 0.15 0.05 0.15 0.05 0.15 0.05 0.15 0.05 0.15 0.05 0.15 0.05 0.15 0.05 0.15 0.05 0.15 0.05 0.15 0.05 0.15 0.05 0.15 0.05 0.15 0.05 0.15 0.05 0.15 0.05 0.15 0.05 0.15 0.05 0.15 0.05 0.15 0.05 0.15 0.05 0.15 0.05 0.15 0.05 0.15 0.05 0.15 0.05 0.15 0.05 0.15 0.05 0.15 0.05 0.15 (2) Si+Fe<0.45 Nella Tabella VIII sono descritte combinazioni tipiche sia per getti che per leghe da deformazione plastica, per quanto tali combinazioni non siano specifiche per un determinato settore di applicazione (per ogni combinazione, la prima riga suggerisce la scelta consigliata per ottimizzare la resistenza meccanica, la seconda la resistenza alla corrosione, la terza la saldabilità). Difettologia Oltre ai già accennati rischi di difetti di 876 Riv. Ital. Saldatura - n. 6 - Novembre / Dicembre 2008 fusione (mancanza di penetrazione, incollature con inclusioni d’ossido), connessi con le proprietà fisiche dell’alluminio e del suo ossido, ed al problema della criccabilità a caldo, le leghe di alluminio possono presentare un caratteristico tipo di inclusioni gassose in tutta la massa del cordone (porosità diffusa) e di dimensioni più o meno rilevanti, da pochi decimi di millimetro fino ad un millimetro e più. Particolarmente sensibili a questo tipo di difetto, attribuito alla diversa solubilità dell’idrogeno passando dalla fase liquida a quella solida, si dimostrano le leghe alluminio - magnesio saldate col procedimento MIG che realizza forti velocità di saldatura e, quindi, anche di solidificazione del bagno, non consentendo ai gas che si sviluppano di sfuggire dalla superficie dello stesso. L’idrogeno proviene di solito dall’umidità adsorbita dall’ossido superficiale sui lembi e/o sul filo, dissociatasi nell’atmosfera d’arco: quindi, si deduce la grande importanza dello stato superfi- La saldatura ad arco elettrico delle leghe di alluminio con protezione gassosa TABELLA VIII - Criteri di scelta dei materiali d’apporto (NR: non raccomandabile). Materiale base Getti Al-Si Getti Al-Mg 1XXX 2XXX 3XXX 4XXX 5XXX 6XXX 7XXX Getti Al-Si 4XXX NR 4XXX NR 4XXX 4XXX NR 4XXX NR NR NR NR NR NR NR NR NR NR NR NR NR NR NR NR NR NR NR NR 5XXX 5XXX NR 5XXX NR 5XXX 5XXX 5XXX NR NR NR NR 3XXX NR NR NR NR NR NR NR NR NR NR NR NR NR 4XXX 5XXX 4XXX NR 4XXX 4XXX 5XXX 4XXX 5XXX NR NR 1XXX NR 3XXX 1XXX NR NR NR NR NR NR 4047 NR NR NR NR NR NR NR NR NR NR NR NR NR NR NR NR NR NR NR NR NR NR NR NR NR 4047 4047 4047 4047 NR 4047 NR 4XXX 5XXX 4XXX NR 4XXX 4XXX 5XXX 5XXX 5XXX NR 3XXX 3XXX NR 3XXX 3XXX NR NR NR NR NR NR 4047 NR NR NR NR NR 4XXX NR 4XXX NR 4XXX 4XXX NR 5XXX 5XXX NR NR 1XXX NR 3XXX NR NR 4XXX 4XXX NR NR NR 4047 NR NR NR NR NR NR 5XXX 5XXX NR 5XXX NR 5XXX 5XXX 5XXX NR NR NR NR NR NR NR NR NR NR NR NR NR NR NR NR NR NR 4XXX 5XXX 4XXX NR 5XXX 5XXX 5XXX 5XXX 5XXX NR NR NR NR NR 4XXX NR NR NR NR NR NR 4047 NR NR NR 4XXX NR NR 5XXX 5XXX NR 5XXX 5XXX 5XXX 5XXX 5XXX NR NR NR NR NR 4XXX NR NR NR NR NR NR NR NR NR NR NR NR Getti Al-Mg 1XXX 2XXX 3XXX 4XXX 5XXX 6XXX 7XXX Figura 8 - Cricca di cratere (saldatura TIG, lega AA 5083). Figura 9 - Cricca a caldo (saldatura TIG, lega AA 6082T4). Riv. Ital. Saldatura - n. 6 - Novembre / Dicembre 2008 877 La saldatura ad arco elettrico delle leghe di alluminio con protezione gassosa ciale e delle condizioni di conservazione. Sulla porosità influisce senz’altro anche l’abilità del saldatore; occorre curare, tuttavia, anche la pulizia dei materiali base. Le modalità esecutive del procedimento TIG tendono a manifestare più facilmente il fenomeno delle cricche a caldo, particolarmente per le leghe alluminio magnesio con tenori di Mg fino al 2.5÷3% ed, in genere, per le leghe da trattamento termico più che per quelle da incrudimento. A tale fine, conviene scegliere leghe con composizione nominale meno suscettibile a questo fenomeno (ad esempio AlMg 5) e curare particolar- mente la pulizia dei lembi e delle bacchette (Figg. 8, 9 e 10). Un ulteriore difetto spesso presente nelle saldature di alluminio e sue leghe, ma ri- levabile solamente con la radiografia, tipico del procedimento TIG, è rappresentato dalle inclusioni di tungsteno; il difetto è attribuibile all’operatore. Figura 10 - Porosità da idrogeno (saldatura TIG, spessore 6 mm). LA SIMBOLEGGIATURA DELLE SALDATURE SUI DISEGNI SECONDO UNI EN 22553:1997 Segni grafici elementari saldatura a bordi rilevati (con bordi completamente fusi) saldatura d'angolo saldatura a lembi retti saldatura in foro o in asola saldatura a V saldatura a punti saldatura a mezza V saldatura in linea continua saldatura a mezza V con spalla saldatura a V a fianchi ripidi saldatura a U saldatura a mezza V a fianchi ripidi saldatura a J saldatura d'orlo saldatura di ripresa a rovescio saldatura di riporto 878 Riv. Ital. Saldatura - n. 6 - Novembre / Dicembre 2008 7 RMXYVE 2IPP«EQFMXSHM 7YFJSVRMXYVE UYIPPS GLI PI EPXVI ´IVI RSR XM TSWWSRS HEVI YR«MRXIVE GMXXk TIV P«MRHYWXVME QERMJEXXYVMIVE YR«SJJIVXE QIVGISPSKMGE E MHII RSZMXk I XVEWJIVMQIRXS XIGRSPSKMGS EVIIHMQSWXVEXMZIGSRQEGGLMRIJYR^MSRERXM Subfornitura MECSPE ¦QEV^S*MIVIHM4EVQE 7XEQTEHMVIXXEQIRXIHEPWMXSPEXIWWIVEKVEXYMXETIVIRXVEVIMR´IVE[[[WIREJMXQIGXIWWIVE 4IVMRJS7IREJ1IWXMIVI*MIVIWYFJSVRMXYVE$WIREJMX[[[QIGWTIGSQ Scienza e Tecnica Importanti novità nel dimensionamento dei giunti flangiati Nei primi mesi del 2008 è stata pubblicata la revisione della norma UNI EN 1092-1:2007 “Flange circolari per tubazioni, valvole, raccordi e accessori designate per PN - Flange di acciaio”. Tale documento specifica i requisiti riguardanti le flange circolari di acciaio con diametri nominali compresi tra DN10 e DN4000. La nuova norma sostituisce la precedente edizione del 2003 ed è frutto delle attività svolte dal Comitato Tecnico CEN/TC 74 che ha elaborato il nuovo dimensionamento delle flange utilizzando come riferimento la norma EN 1591-1:2001 “Flange e loro giunzioni - Regole di progettazione delle giunzioni con flange circolari e guarnizioni - Metodo di calcolo”. Il metodo di calcolo utilizzato soddisfa sia criteri di tenuta sia criteri di resistenza, considerando il comportamento del sistema completo (flange, bulloni e guarnizione). Oltre ai parametri di base, quali pressione del fluido, resistenza meccanica del materiale, fattore di compressione sulla guarnizione e carico nominale sui bulloni, la norma tiene in considerazione altri aspetti, come, ad esempio, l’effetto di forze e momenti esterni, la variazione della forza agente sulla guarnizione a causa delle deformazioni dei diversi componenti e la variabilità del carico applicato ai bulloni durante la fase di serraggio, dovuta alle differenti procedure (manuale, con chiave dinamometrica, con tenditore idraulico, ecc.) che è possibile adottare per tale operazione. Al pari dell’edizione precedente la EN 1092-1:2007 propone le tipologie di flange utilizzabili fornendo tutte le indicazioni dimensionali necessarie alla loro realizzazione ad eccezione, per flange caratterizzate da grandi diametri nominali, dello spessore della flangia stessa, che deve essere calcolato dal progettista del giunto. La nuova norma, tuttavia, amplia il campo di applicabilità per quanto riguarda le combinazioni pressione e temperatura, consentendo la realizzazione di flange dimensionate con “rating” di riferimento maggiore rispetto a quanto indicato in precedenza. I vecchi riferimenti normativi, infatti, prevedevano l’utilizzo dei giunti flangiati per valori massimi di pressione fino a 100 bar; la nuova revisione consente invece la realizzazione di giunti flangiati in grado di operare a pressioni che possono arrivare fino a 400 bar. Per alcune tipologie di flange, infatti, sono stati introdotti i “rating” PN160, PN250, PN320 e PN400. Anche l’elenco dei materiali previsti per la realizzazione delle flange ha subito alcune variazioni, in particolare non è più possibile l’utilizzo di alcuni acciai, ammessi dalla precedente edizione della norma, caratterizzati da proprietà meccaniche particolarmente modeste (ad es. l’acciaio S235JR). L’applicazione del metodo di calcolo riportato nella UNI EN 1591-1 ha tuttavia riservato alcune sorprese, in particolare nella definizione dello spessore delle flange caratterizzate da diametri medio/grandi; a parità di materiale, diametro nominale e rating di riferimento, infatti, lo spessore nominale della flangia risulta molto superiore rispetto al valore riportato nella UNI EN 10921:2003. Un esempio può essere rappresentato dalle flange con rating PN2.5 e diametro nominale DN2000, per le quali il nuovo spessore è pari a 50 mm (superiore quasi del 50% rispetto allo spessore di 28 mm indicato dalla precedente edizione della norma). A fronte delle modifiche sopra descritte alla nuova edizione della norma è di notevole importanza segnalare due aspetti particolarmente significativi dal punto di vista tecnico: la necessità di revisionare le specifiche di progetto per la realizzazione di nuovi impianti e l’effettiva affidabilità dei componenti già progettati e attualmente in esercizio che, sulla base delle nuove prescrizioni, sembrerebbero fortemente sottodimensionati. Le società di ingegneria che sviluppano la progettazione di impianti industriali, utilizzando le normative europee come riferimento, saranno prevedibilmente obbligate a revisionare tutta la docu- Riv. Ital. Saldatura - n. 6 - Novembre / Dicembre 2008 881 Scienza e Tecnica mentazione relativa ai componenti che costituiscono il giunto flangiato (con particolare attenzione alla lunghezza della bulloneria); sarà inoltre necessario intervenire su tutti i database utilizzati come riferimento per la stesura degli elaborati grafici. Dal punto di vista economico ulteriori oneri potrebbero provenire dall’incremento del peso dei componenti e dalla necessità di utilizzare materiali più pregiati. Per quanto attiene l’affidabilità dei giunti flangiati attualmente in servizio, realizzati in accordo all’edizione precedente della norma, deve essere evidenziato che, per le flange di maggior uti- 882 Riv. Ital. Saldatura - n. 6 - Novembre / Dicembre 2008 lizzo (fino a DN600), il valore dello spessore non ha subito modifiche nella stesura della nuova versione; permane, evidentemente, l’incongruenza tra le nuove prescrizioni e lo spessore delle flange di diametro nominale superiore a DN600 installate prima dell’Agosto 2007 (data dell’entrata in vigore della nuova edizione della norma). Va tuttavia rilevato che nell’applicazione del metodo di calcolo proposto dalla UNI EN 1591-1 per la determinazione dei valori di spessore indicati nella UNI EN 1092-1:2007 sono state utilizzate specifiche caratteristiche dei componenti, riportate in EN 1092-1 - ANNEX E, selezionate in modo tale da ottenere risultati adeguatamente cautelativi, il cui utilizzo possa essere ritenuto affidabile per tutte le possibili casistiche di interesse applicativo. È quindi plausibile che, nel caso in cui vengano adottati nel dimensionamento i parametri che caratterizzano i componenti effettivamente installati, la verifica dello spessore delle flange attualmente in esercizio sia superata con esito positivo anche con l’adozione del nuovo metodo di calcolo. Dott. Ing. Fabio Temporini IIS IIS News La ricerca in saldatura: qualcosa si muove ! I programmi di sviluppo e finanziamento della ricerca sperimentale nel campo della saldatura si stanno finalmente concretizzando in Italia. Attraverso il bando “INDUSTRIA 2015” nell’ambito del progetto di innovazione industriale “Mobilità Sostenibile - Sistemi di Produzione Flessibile ed Eco-efficienti per Veicoli su Gomma” (Art. 1 comma 842 della Legge 27 Dicembre 2006 del Ministero dello Sviluppo Economico) finalizzato all’industria automobilistica ed il progetto, sempre sponsorizzato dal Governo Italiano, finalizzato all’industria aeronautica che prende il nome di progetto “AMERICA - Advanced Materials Technologies for Innovative Composite Aircraft” nei prossimi mesi finalmente si metteranno in moto gli operatori del settore “Ricerca in Saldatura”. Infatti, in questi progetti si dà ampio spazio allo studio sperimentale dell’applicazione industriale dei processi avanzati di saldatura ed in particolare al Laser ed alla Friction Stir Welding (FSW). Non è un caso che l’Istituto Italiano della Saldatura (IIS) si trovi oggi già preparato a partecipare come “Partner attivo” a questi progetti di ricerca poiché, con lungimiranza, in questi ultimi anni ha investito molto, in termini di attrezzature e risorse umane, per dotarsi proprio dei processi di saldatura Laser e FSW presso i propri laboratori di Genova. Nei prossimi mesi quindi l’IIS potrà concretamente cominciare a raccogliere quanto seminato in questi ultimi anni. Dal punto di vista strettamente tecnico tutte le attività che saranno svolte dall’Istituto Italiano della Saldatura all’interno dei progetti sopra citati saranno finalizzate agli “Studi sulla fattibilità di esecuzione di giunzioni tra laminati sottili in titanio, in acciaio al carbonio zincato, in leghe d’alluminio e giunzioni miste tra laminati in alluminio ed acciaio mediante i processi di saldatura Laser e Friction Stir Welding - FSW”. Tutti gli studi si articoleranno sostanzialmente in varie fasi: 1. Studio e valutazione delle tecniche di saldatura Laser e FSW applicabili. 2. Studio e costruzione degli utensili FSW per quanto riguarda materiale e geometria ottimali. 3. Studio e costruzione delle attrezzature di bloccaggio delle parti. 4. Studio e modellazione dei parametri e della modalità di saldatura. 5. Studio e modellazione delle modalità e delle attrezzature necessarie per la protezione dei giunti. 6. Prove preliminari e verifica della qualità ottenibile sui giunti. 7. Studio sugli effetti di eventuali trattamenti termici post saldatura sulle proprietà meccaniche e microstrutturali delle giunzioni. 8. Gradi di difettosità delle giunzioni e relativi controlli di qualità. 9. Costruzione di talloni saldati quali prototipi per l’applicazione industriale. Le sperimentazioni consisteranno quindi nella produzione di talloni di saldatura eseguiti con i diversi processi di saldatura (Laser e FSW) tra spezzoni di laminati piani senza particolari sagomature e nella loro successiva caratterizza- zione. La configurazione geometrica definitiva dei giunti, per quanto riguarda le applicazioni a cui sono rivolti, sarà stabilita successivamente. Per lo svolgimento delle fasi operative del programma saranno inviate c/o il ns. laboratorio IIS di Genova le campionature dei materiali che si intenderanno utilizzare, opportunamente corredate di certificazione d’origine per quanto riguarda composizione chimica e proprietà meccaniche. Le campionature saranno fogli di lamiera di larghezza e lunghezza predefinite, che dovranno risultare il più piatti possibile e quindi ottenuti evitando la tranciatura mediante cesoia e ricorrendo, se possibile, al taglio Laser o a getto d’acqua o alla lavorazione meccanica. Il programma temporale, per lo svolgimento di tutte le attività di studio e sperimentazione dei processi di saldatura, è stato stimato complessivamente in 24 mesi a partire dalla data di approvazione dei progetti da parte del Ministero dello Sviluppo economico. I prestigiosi “Partners” dell’Istituto in questi progetti di ricerca sono: • Centro Ricerche Fiat • Comau • Alenia Aeronautica • Boeing • Consorzio Calef ed altri centri di ricerca nazionali ed internazionali, Università e Società del settore dei componenti saldati. Vi terremo informati appena la ricerca è partita !!! Dott. Ing. Alberto Lauro Vice Segretario Generale IIS Riv. Ital. Saldatura - n. 6 - Novembre / Dicembre 2008 883 IIS News 1st International Conference on Welding Technologies ’09 L’Università di Ankara (Turchia) organizzerà nei giorni dall’11 al 13 Giugno 2009 la “1st International Conference on Welding Technologies’09 ”. L’evento si svolgerà presso la locale Facoltà di Ingegneria e vede l’IIS tra i membri del Comitato Scientifico. L’ Istituto parteciperà inoltre alla Conferenza presentando la memoria dal titolo: “ The keyhole TIG welding process - a true option to join valuable materials”. I Professori Adem Kurt e Hakan Ates, membri del Comitato Organizzatore, ci hanno chiesto di estendere l’invito di partecipazione come autori e relatori di contributi scientifici ad esponenti della comunità scientifica italiana. Chi fosse interessato a ricevere maggiori dettagli sull’evento in oggetto è pregato di contattare l’Ing. Rosario Russo (tel. 010/8341476, e-mail: [email protected]) dell’IIS. I colleghi turchi, che partecipano fra l’altro insieme all’Istituto come coordinatori del progetto di formazione professionale Leonardo da Vinci “ WELDICTION”, vedono con particolare favore la partecipazione dei colleghi dell’Unione Europea, in prospettiva dell’ingresso della Turchia nella Comunità. Dott. Ing. Rosario Russo IIS SIMBOLI DEGLI ELEMENTI Ac Ag Al Ar As At Au B Ba Be Bi Br C Ca Cd Ce Cl Co Attinio Argento Alluminio Argon Arsenico Astato Oro Boro Bario Berillio Bismuto Bromo Carbonio Calcio Cadmio Cerio Cloro Cobalto Cr Cs Cu Dy Er Eu F Fe Fr Ga Gd Ge H He Hf Hg Ho I Cromo Cesio Rame Disprosio Erbio Europio Fluoro Ferro Francio Gallio Gadolinio Germanio Idrogeno Elio Afnio Mercurio Olmio Iodio 884 Riv. Ital. Saldatura - n. 6 - Novembre / Dicembre 2008 In Ir K Kr La Li Lu Mg Mn Mo N Na Nb Nd Ne Ni O Os Indio Iridio Potassio Kripton Lantanio Litio Lutezio Magnesio Manganese Molibdeno Azoto Sodio Niobio-Columbio Neodimio Neon Nichel Ossigeno Osmio P Pa Pb Pd Po Pr Pt Ra Rb Re Rh Rn Ru S Sb Sc Se Si Fosforo Protoattinio Piombo Palladio Polonio Praseodimio Platino Radio Rubidio Renio Rodio Radon Rutenio Zolfo Antimonio Scandio Selenio Silicio Si Sm Sn Sr Ta Tb Te Th Ti Tl Tu U V W X Y Yb Zn Zr Silicio Samario Stagno Stronzio Tantalio Terbio Tellurio Torio Titanio Tallio Tulio Uranio Vanadio Tungsteno-Wolframio Xeno Ittrio Itterbio Zinco Zirconio cura soluzioni mercato evoluzione Dal 1920 ci prendiamo di formulare complete per un METAL FABRICATION Gas, tecnologie e servizi per il taglio e la saldatura dei metalli RIVOIRA CUSTOMER CARE Via Cardinal Massaia, 75/L 10147 Torino Tel 199.133.133. Fax 800.849.428 [email protected] www.rivoiragas.it in continua Pubblicazioni IIS - Novità 2008 Metallurgia e saldabilità del titanio e delle sue leghe Indice Capitolo 1. INTRODUZIONE Capitolo 2. CARATTERISTICHE METALLURGICHE: titanio commercialmente puro (Cp); leghe alfa e superalfa; leghe alfa-beta; leghe beta; stati di fornitura. Capitolo 3. RIFERIMENTI NORMATIVI Capitolo 4. SALDABILITÀ: giunti integrali; titanio puro; leghe alfa; leghe alfa - beta; leghe beta; leghe dissimili; saldabilità con altre leghe; precauzioni preliminari - condizionamento delle superfici; protezione dalla contaminazione durante la saldatura. Capitolo 5. MATERIALI D’APPORTO Capitolo 6. PROCESSI DI SALDATURA: saldatura TIG e plasma; saldatura MIG; saldatura con fascio elettronico (electron beam); saldatura laser; saldatura a resistenza; saldatura a scintillio; saldatura ad attrito; saldatura ad esplosione; brasatura; saldatura a diffusione atomica. Capitolo 7. QUALITÀ E PRESTAZIONI DEI GIUNTI SALDATI: effetto degli elementi interstiziali; trattamenti termici ed operazioni finali di pulitura; controlli indiretti; controlli diretti. Capitolo 8. SALDATURA DI LAMIERE PLACCATE CON TITANIO O SUE LEGHE: tecnica operativa; trattamenti termici. BIBLIOGRAFIA. 2008, 76 pagine, Codice: 101108, Prezzo: € 48,00 ISTITUTO ITALIANO DELLA SALDATURA Divisione PRN Maura Rodella Lungobisagno Istria, 15 16141 GENOVA Tel. 010 8341385 Fax 010 8367780 Email: [email protected] www.weldinglibrary.com www.iis.it Soci IIS - Membri IIS Club, Prezzo: € 38,40 International Institute of European Welding Federation Notizie The IIW Awards The Yoshiaki Arata Award is given to a person who has realised outstanding achievements in fundamental researches in welding science and technology and its allied areas and which has been recognised as a great contribution to the progress of welding engineering and related fields. Edström Medal is awarded to persons who, at their level of knowledge and responsibility, have provided a remarkable and distinguished contribution to the IIW. The Kenneth Easterling Award should be given at every forthcoming International Seminar Numerical Analysis of Weldability to the paper “which is valued by an international committee as the best contribution made over the two years proceeding on the advancement of knowledge or practice in respect of mathematical modelling of weld phenomena”. The Henri Granjon Prize Competition is an annual international competition among authors of papers devoted to research into one of four main areas of technology related to joining, surfacing, or cutting: Category A: Joining and fabrication technology; Category B: Materials behaviour and weldability; Category C: Design and structural integrity; Category D: Human related subjects. The Guerrera Medal will be awarded to one Engineer or Technician or a team of Engineers and Technicians specially responsible for the fabrication of an outstanding welded construction of particular interest from the point of view of design, or materials or fabrication methods the completion of which occurred during the period of three years. The André Leroy Prize is a two-yearly competition opened to large circulation multi media document (including video and computer programmes) intended for use in Education and Training in any aspect of welding and allied processes (brazing, hot spraying, thermal cutting, etc.) at any level (engineers, technicians, welders, etc). The Evgenij Paton Prize is awarded to an individual who has made a significant contribution to science and technology through their life time dedication to «applied research and development in the field of advanced technologies, materials and equipment for welding and allied processes». The Arthur Smith Award is to be given to an individual who has given dedicated service to the International Institute of Welding, and enabled the objectives of the Institute to be significantly advanced. Recipients will be individuals who have contributed to the activities of the Institute for a significant number of years, particularly in the work of the Commissions. Sossenheimer Software Innovation Award is open to modelling and simulation software documents covering any aspect of joining and allied processes (brazing, thermal spraying, thermal cutting, etc.) which significantly contributes to improve quality and safety of joining, cutting or surfacing operations. The Thomas Medal is awarded to an individual who has been involved in IIW/ISO international standards activities, and requires the presentation of a lecture that illustrates the incorporation of global studies in the standardisation of welding technology. The Houdremont Lecture is the introductory Lecture of the IIW International Conference held every even year in connexion with the IIW Annual Assembly. The Jaeger Lecture is the introductory Lecture of any IIW Regional Congress. The Portevin Lecture is the introductory Lecture of the IIW International Conference held every odd year in connexion with the IIW Annual Assembly. Riv. Ital. Saldatura - n. 6 - Novembre / Dicembre 2008 887 IIW-EWF Notizie NEWSLETTER News & Information about the EWF and the IAB/IIW 0 2 1 7 + /< , 6 6 8 ( 1 ( : 6 / ( 7 7 ( 5 5 2):(/',1* 7(&+12/2*< 24 24 In this tth his is issue iss is iss sssu sue ssu e Editorial Edito Ed ito t l P.1 P. 1 &]HFK$1% &]H &]HFK & ] HFK H FK F K $1 $1% $ 1 % P.2 1% P2 P. Dista istanc ista s tanc a ce e Learning L e r nin Learn Learnin i ng n g P.3 P. 3 Distance &HUWLILFDWLRQ &HUWLILFDWL &HUW UW I LRQ RQ 6FKHPH 6FK 6 F K H H P.4 FK P4 P. CZECH : ( / ' , 1 * * 62&,(7< $1% &:6 $1% $1% ZDV ZDV HVWDEOLVKHG in the year of 1998 and has since then reached a series accredi-of authorisations and accredi WDWLRQV LQ WDWLRQV LQ WKH WKH ¿HOG ¿HOG RI RI ZHOGLQJ technology.. technology pag.2 ',67 ',67$1&( 7$1&( $ /($51,1* &2856( /($51,1*&2856( Already in the year 2000 the *HUPDQ $ $7% 6/9 *HUPDQ 7% 7 6/ /9 'XLVEXUJ started to develop a distance course for Welding l learning i f Welding ldi Engineers E ngineers according according tto o the the predecessor-guideline IAB-002-2000/EWF-409. pag.3 (852-2,1 (852-2,1 Seventh European Congress Editorial IAB and EWF are strongly strongly committed to support support the the development development of of tthe he welding and industry using using w elding ttechnology echnology a nd innovation to contribute to inno vation in this area One of One of the the s sources ources of of support support ffor or these these activities activities a re the the programmes programmes managed managed b y the the E uropean are by European C ommission w hich foster foster iinternational nternational collaboration collaboration Commission which to create a knowledge bas ed industry based industry.. Being aware of this oppor rtunity the EWF has de opportunity de-veloped R SUHSDUHDQG LPSOHPHQW velopedVLJQL¿FDQWHIIRUWVWRSUHSDUHDQGLPSOHPHQW VLJQL¿FDQWHIIIIRUWV WR E uropean Projects Projects supported supported by by EU EU programmes. programmes. European A iming at at representing representing the the interests interests and and needs needs of of Aiming tthe he welding welding communities communities in in the the IAB/EWF IAB/EWF network, network, and also at improving traini ng and research capabilcapabiltraining iities, ties, the the EWF EWF has has been been building, building, participating participating and and coordinating EU projects, since s 1999. U p tto o tthis his stage stage EWF EWF has has been been iinvolved nvolved in in tthe he Up preparation of about 50 EU E project proposals, fo fo-UD FXVLQJ WRSLFV DLQLQJ 4XDOL¿FDWLRQ 5H WRSLFV VXFK VXFK DV DV 7 7UDLQLQJ 5H-search, Innovation, etc., on o which 15 EWF mem mem-bers were also involved. on Joining Technology Technology e The T he E European uropean Welding We l d i n g Federation (EWF) and the Italian ,QVWLWXWH :HOGLQJ ,,6 LQYLWH ,QVWLWXWH RI :HOGLQJ all people involved in welding and joinin g technology technology to take joining SDUW LQ(852-2,1*16 SDUWLQ(852-2,1*16 More Information pag. 3 www.ewf.be www .ewf.be ewf be www.iiw-iis.org www.iiw-iis.org (:),$%,,:6(&5(7 (:),$%,,:6(&5(7$5,$7 7$ $5,$ $7 $Y3URI&DYDFR6LOYD $Y3URI&DYDFR6LOYD T a agusPark - Apartado 012 TagusPark 33RUWR6DOYR 32578*$/ 32578*$/ 7 HO H 7HO )D[ (PDLOHZILDE#LVTSW :LWKLQ :LWKL WK HIIIIRUWV WKH W RQ 7UDLQLQ L LQJ 4XDOL¿FDWLRQ 4 OL¿ WL DQG G &HU & :LWKLQWKHHIIRUWVRQ7UDLQLQJ4XDOL¿FDWLRQDQG&HUWWL¿FDWLRQRIFRPSHWHQFHVWKH(:)KDVEHHQDFWLYH L¿FDWLRQRIFRPSHWHQFHVWKH(:)KDVEHHQDFWLYH in Lifelong Learning Progr ramme, through the sup Programme, sup-p ort given given by by Leonardo Leonardo da da V inci s ub-programme. port Vinci sub-programme. 3URMHFWV Z 3URMHFWV OLNH OLNH 5$,/6$)( ZKLFK ZKLFK VXSSRUWHG WKH GH GH-v elopment of of a system system for for tthe he E ducation, Training, Training, velopment Education, 4 XDOL¿FDWLRQ D QG & HUWL¿FDWLRQ RI RI DOXPLQRWKHUPLF DOXPLQRWKHUPLF 4XDOL¿FDWLRQ DQG &HUWL¿FDWLRQ rail welders on a common European basis (already EHLQJ LPSOHPHQWHG LQ 6ZH HGHQ DQG LQ 7KH 1HWKHUEHLQJLPSOHPHQWHGLQ6ZHGHQDQGLQ7KH1HWKHUODQGV DQG DQG :(/'365($ $' which aims at propro:(/'365($' moting the knowledge an nd implementation of the and ,,: ,,: 4XDOL¿FDWLRQ&HUWL¿FDWLRQ V\VWHP WR WR QHZ QHZ SRWHQ,,:4XDOL¿FDWLRQ&HUWL¿FDWLRQV\VWHPWRQHZSRWHQttial ial m ember c ountries, a re just just two two g ood e xamples member countries, are good examples o the support support given given by by EU EU projects projects to to the the IIAB/EWF AB/EWF off the activities. 888 Riv. Ital. Saldatura - n. 6 - Novembre / Dicembre 2008 GLOBAL GLOBAL MAT MAT In fact, the participation of EWF in LdV projects has EHHQ EULQJLQJ GLIIIHUHQW I YLHZV WR R 7UDLQLQJ4XDOL¿FDEHHQEULQJLQJGLIIHUHQWYLHZVWR7UDLQLQJ4XDOL¿FDtion related topics. The inclusion inclusion of virtual commucommun ication and and collaboration collaboration tools tools in in the the training training of of nication 3 ODVWLF :HOGHUV +$067(5 WKH SURPRWLRQ RI WKH 3ODVWLF:HOGHUV+$067(5WKHSURPRWLRQRIWKH +DUPRQLVDWLRQ RI([DPLQDWLRQSURFHGXUHV S (852+DUPRQLVDWLRQRI([DPLQDWLRQSURFHGXUHV(852DA ATA) A and the harmonisation n of welding termitermiDATA) nology :(/',&7,21 DUH DOVR R H[DPSOHV RI EHQnology:(/',&7,21DUHDOVRH[DPSOHVRIEHQH ¿WVDFKLHYHGIRUWKHHQWLUH,$%(:)QHWZRUN H¿WVDFKLHYHGIRUWKHHQWLUH,$%(:)QHWZRUN In what regards the needs/intere ests of welding com needs/interests com-PXQLWLHV H HFK KQRORJLFDO 'HYHORS PXQLWLHV LQ LQ 5HVHDUFK 5HVHDUFK DQG DQG 7 7HFKQRORJLFDO 'HYHORS-m ent, E WF h as b een actively actively participating participating and and ment, EWF has been s upporting tthe he p articipation o WF m embers iin n supporting participation off E EWF members EU Projects. Projects such as L EADOUT T, aiming at LEADOUT, providing technical support for fo or the problems reresulting from the replacement of of tin-lead solders in WKH LQGXVWU\ DQG DQG (&21:(/' (&2 21:(/' VXSSRUWVXSSRUWWKH HOHFWURQLF HOHFWURQLF LQGXVWU\ iing ng tthe he rresearch esearch o ne rgonomics, h ealth a nd s afety on ergonomics, health and safety in welding, a re jjust ust ttwo wo e xamples o he ttopics opics are examples off tthe covered b y tthese hese p rojects. by projects. The support of EU funding sc chemes has repre schemes repre-sented more than 4 million € to o the EWF member member-VKLS VKLS DQG DQG ,$%(:) 6HFUHWDULDW 6HFUHWDULDW JLYLQJ JLYLQJ D FOHDU HYL HYL-G HQFH DERXW WKH H[LVWLQJ SRWHQWLDO DQG WKH EHQH¿WV GHQFHDERXWWKHH[LVWLQJSRWHQWLDODQGWKHEHQH¿WV achieved hi d by b continuing ti i tto d devel lop this thi activity ti it . develop activity. IIn n ttotal, otal, tthe he a ctivity iin nE Up rojects h as b rought tto o tthe he activity EU projects has brought ,$%(:) QHWZRUND WZRIROGEH HQH¿WWKHSURPRWLRQ ,$%(:)QHWZRUNDWZRIROGEHQH¿WWKHSURPRWLRQ a nd rrecognition ecognition o AB/EWF n etwork a s a lleader eader iin n and off IIAB/EWF network as Z KDWFRQFHUQV7UDLQLQJ4XDOL¿FDWLRQDQG5HVHDUFK ZKDWFRQFHUQV7UDLQLQJ4XDOL¿FDWLRQDQG5HVHDUFK LQ :HOGLQJ DQG WKH SRVVLELOLW\ WR R EH ¿QDQFLDOO\ VXSLQ:HOGLQJDQGWKHSRVVLELOLW\WREH¿QDQFLDOO\VXSported to further develop such activities and, indiindirrectly, ectly, to to improve improve the the competitiveness competitiveness of of Industry Industry u sing welding welding technology. technology. using HAMSTER H AMSTER IIW-EWF Notizie 1HZ,$%&KDLUPDQ 1HZ ,$% &KDLUPDQ 0U*HUPDQ+HUQDQGH] 0 U *HUPDQ +HUQDQGH] was w as elected elected C hairman Chairman ffor or IAB IAB the the Mr.. period 2008-2011. 2008-2011. 1 Mr Hernandez H ernandez iis s Lead Lead President Assessor of IAB and past Pres ident CZECH WELDING SOCIETY ANB EWF.. of EWF developHe has been involved in the deve elopment m ent of of the the International International Training, Training, Qualification Q ualification and and Certification Certification Czech Welding Society ANB (CWS ANB) was established in the year of 1998 and has since then reached a series of authorisations and DFFUHGLWDWLRQVLQWKH¿HOGRIZHOGLQJWHFKQRORJ\ 6\VWHPV 6\VWHPV VLQFH WKH WKH YHU\ YHU\ EHJLQLQJ EHJLQLQJ LQ LQ 1992 EWF. He was Chief 1 992 in in E WF. H e w as tthe he C hief ([HFWXWLYH RI ([HFWXWLYH RI WKH WKH 6SDQLVK 6SDQLVK $1% $1% DQG DQG $1%&&LQ&HVRO6SDLQ $1%&& LQ&HVRO 6SDLQ 1HZ 1HZ(XURSHDQ (XURSHDQ 5HSUHVHQWDWLYH 0U6WHIDQR0RUUDZDVQRPLQDWHGE\ 0U 6WHIDQR 0RUUD ZDV QRPLQDWH HG E\ WKH (:) (:) *HQHUDO $VVHPEO\ DV DV WKH WKH *HQHUDO $VVHPEO\ V WKH QHZ(XURSHDQ5HJLRQ5HSUHVHQWDWLYH QHZ(XURSHDQ 5HJLRQ5HSUHVHQWWDWLYH WKH ,$% %RDUG IRU WKH WHUP WHUP -XO\ -XO\ LQ WKH off Mr Mr.. Lars 2008 - 2011. 2011. 1 The Th term t M L -RKDQVVRQ HQGHG DIWHU \HDU RKDQVVRQ H QGHG D IWHU RQH RQH \ HDU participaextension with very useful parti cipation in the IAB Board. 5H(OHFWLRQRI,$% 5H(OHFWLRQRI,$% *URXS$&KDLUPDQ *URXS $&KDLUPDQ Christian Ahrens was re-elected d for VHFRQG WLPH DV ,$% *URX *URXS $ WKH VHFRQG XS $ &KDLUPDQ IRU IRU WKH &KDLUPDQ WKH SHULRG -XO\ 2011. – 201 1. His very good work as chairc chair recognized man was recognize d by all members memb bers Thank you Bertil Mr. M r. Bertil Bertil Pekkari Pekkari has has been been the the Chairman C hairman off o TXDOLW\RIZHOGVLVLQFUHDVLQJLQPDQ\FRPSDQLHV TXDOLW\ RI ZHOGV LV LQFUHDVLQ QJ LQ PDQ\ FRPSDQLHV LQWKH&]HFK5HSXEOLF L WK & K5 EOL As our industry is oriented o on n export, it is important WRVKRZLQWHUQDWLRQDOFOHDUO\GH¿QHG&HUWL¿FDWLRQ WR VKRZ LQWHUQDWLRQDO FOHDUO\GH¿QHG &HUWL¿FDWLRQ DQG4XDOL¿FDWLRQ)RURXUSHRSOHZKRZRUNLQGLIDQG 4XDOL¿FDWLRQ )RU RXU SHRSOH S ZKR ZRUN LQ GLIIferent parts of Europe it is s important to achieve KDUPRQLVHGTXDOL¿FDWLRQ On the other hand LQ WKH &]HFK LQ WKH &]HFK 5H5Hpublic there were fewer welding schools for plastic welders than for metal welding and the existing ones used to work only with the national standard. The new ATBs imple-ATBs T have imple mented European standards and doc doc-ument EWF-581 ,VVXHGFHUWL¿FDWHVDFFRUGLQJWR(1(1,62 European Plastics Welders. Welders. education. ATBs plastic welders’ educ cation. At present the A T TBs for SODVWLFZHOGHUVDUHLQHYHU\UHJLRQRI&]HFK5HSODVWLF ZHOGHUV DUH LQ L HYHU\ UHJLRQ RI &]HFK 5H7KH ¿UVW FRXUVHV TXDOL¿FDWLRQ FRXUVHV IRU WKH TXDOL¿F T DWLRQ RI SODVWLFV SODVWLFV increasing public. This has lead d to increasin g the number of ZHOGHUV DFFRUGLQJ WR WR WKH WKH (XURSHDQ 6WDQGDUG 6WDQGDUG LVVXHGFHUWL¿FDWHV&(3:E\PRUHWKDQLQ LVVXHG FHUWL¿FDWHV &(3: & E\ PRUH WKDQ LQ were free which has also helped increasing the SODVWLFZHOGHUVFHUWL¿FDWHVDZDUGHG SODVWLFZH HOGHUVFHUWL¿FDWHVDZDUGHG awareness of the industry and a constituted a good In the European Welding Welding e Federation (EWF) the &:6 $1% &:6 $1% ZDV ZDV WKH WK VHFRQG WKH VHFRQG G $1% $1% DXWKRULVHG DXWKRULVHG WK L G IRU I IRU FHUWL¿FDWLRQRI(XURSHDQ3ODVWLF:HOGHUV&(3: FHUWL¿FDWLRQ RI (XURS SHDQ3ODVWLF :HOGHUV &(3: according to document document EWF-581. The Autorized Training T raining Body began bega an with one ATB ATB T in 2006 and last year with the support su upport of European funds the &:6$1%VXFFHHGHGLQVHWWLQJXSRWKHU$7%IRU &:6 $1% VXFFHHGH HG LQ VHWWLQJ XSRWKHU $7% 7 IRU IIAB AB since s ince 2005. 2005. Under Under the guidance off Mr. Mr. Bertil Pekkari IAB B has Due to the fact that the new generation of plastic industrial applications, materials enables wider w and th use off plastic the l ti is is rising i i d demands d d on the th enlarged its membership from 35 3 to DQG KDV QHZ GRFX GRFX- KDV GHYHORSHG GHYHORSHG QHZ G off the ments for the implementation o SURPRWLRQIRUWKH&(3:&HUWL¿FDWLRQRI(XURSHSURPRWLRQ IRU WKH &(3:& &HUWL¿FDWLRQ RI (XURSHan Plastics W Welders. elders. 0RVWFRPSDQLHVFOHDUO\UHTXLUHTXDOL¿FDWLRQVDQG 0RVW FRPSDQLHVFOHDUO\ UHT TXLUHTXDOL¿FDWLRQVDQG competence in welding of plastics plastics and this is what CEPW provides them with. 7KH PDUNHW TXLFNO\ TXLFNO\ UHDFWHG UHDFWHG WR WKH RI RIIHU G WR IIHU I RI WKHVH QHZ $ $7%V DV 7%V 7 DV WKH QHHG IRU IR RU FRPSHWHQW FHUWL¿HG FHUWL¿HG welders is pressing. IInternational nternational Training, Training, Qualification Qualification DQG&HUWLILFDWLRQ6\VWHPV DQG &HUWLILFDWLRQ 6\VWHPV During his term as chairman n an agreement was reached with EWF E )RUPRUHLQIRUPDWLRQSOHDVHFRQWDFW )RUPRUHLQIRUPDWLRQSOHDVHFRQWDFW Vaclav Vaclav a l Minarik Mi ik &KLHIRIH[HFXWLYH&:6$1% &KLHIRIH[HFXWLYH&:6$1 1% FZVDQE#FZVDQEF] www.cws-anb.cz www.cws-anb.cz to transfer the EWF Certification Certifica ation s ystems systems ffor or P ersonnel Personnel a nd and Companies to IIW, IIW, which is now in the implementation phase. phase. All reconized the great value added ad dded to IAB by Mr. Mr. Bertil Pekkari in n his Chairmanship. IAB members will miss Issued dip diplomas plomas EWF/IIW from WR you ! Riv. Ital. Saldatura - n. 6 - Novembre / Dicembre 2008 889 IIW-EWF Notizie (852-2,1 (852-2,1 6HYHQWK(XURSHDQ 6HYH HQWK (XURSHDQ &RQJUHVVRQ-RLQLQJ &RQJ JUHVV RQ-RLQLQJ Technology T e echnology Distance Learning Courses for Welding Engineers Distance Learning Courses C for W elding ldi E i Welding Engineers $OUHDG\ LQ WKH WKH \HDU WKH WKH *HUPDQ$7% *HUPDQ $7% 7 6/9 6/ /9 Duisburg) started to develop deve elop a distance learning Welding Engineers course for W elding Engi neers according to the IAB-002-2000/EWF-409. predecessor-guideline IAB B-002-2000/EWF-409. According to that guideline e (item 2.1 and item 2.3) learning guideline, and to the distance learnin ng guid eline, all lectures International of part 1 of the Internati ional Welding Welding Engineer to be taught by Course (83 hours) are allowed a learning.. distance learning $GGLWLRQDOO\E\OLFHQVHVWR,WDO\6ZLW]HUODQG7KH $GGLWLRQDOO\ $ E\ OLFHQVHV WR ,WDO\ 6ZLW]HUODQG 7KH 1HWKHUODQGV 1 HWKHUODQGV WK O G DQG DQG G $XVWULD $ W L DQRWKHU $XVWULD DQRWK WK K KHU VWXGHQWV VWXGHQWV W G W have ha ave taken this course in their local lo ocal language. run-A comparison of the results of the t students run ning after part 1 ni ing the intermediate examination examination t results off the course shows that the re sults of students visiting learning vi siting class room courses and distance d courses co ourses are on the same level. Following above F ollowing that that a bove mentioned mentioned experience the OHDUQLQJ *6, KDV * *6, KDV GHYHORSHG GHYHORSHG SHG PRUH PRUH GLVWDQFH GLVWDQFH OHDUQLQJ G FRXUVHV FR RXUVHV IRU ,QWHUQDWLRQDO ,QWHUQDWLRQDO :HOGLQJ :HOGLQJ 6SHFLDOLVWV 6SHFLDOLVWV :HOGLQJ 'HVLJQHUV RI 6WDLQOHVV 6WHHO : HOGLQJ 'HVLJQ HUV :HOGLQJ :HOGLQJ RI I 6WDLQOHVV and an nd Automation in Welding. Welding. Distance Learning Courses s screenshots 6R 6/9 KDV 6 R WWKH KH 6 /9 'XLVEXUJ 'XLVEXUJ EUDQFK EUDQFK RI RI WKH WKH *6, *6, K DV started distance s tarted with the first dista ance learning course in 2003. Authorization to run such courses were given E\=I8*HUPDQ\=HQWUDOVWHOOHIU)HUQXQWHUULFKW E\ =I8 *HUPDQ\ =HQWUDOV VWHOOH IU)HUQXQWHUULFKW institution. authoriza-a governmental institution n. This kind of authoriza WLRQLQ*HUPDQ\LVQHFHVVDU\E\ODZIRUDQ\NLQG WLRQ LQ *HUPDQ\ LV QHFHVV VDU\ E\ ODZ IRU DQ\ NLQG Courses. authori-of Distance Learning Cou urses. A second authori ]DWLRQ ZDV ZDV JLYHQ JLYHQ E\ E\ ,$% ,$% *URXS % % ,QWHUQDWLRQDO ]DWLRQ Authorization Board of the th he International Institute RI :HOGLQJ FDVH TXDOLW\ DQG RI :HOGLQJ ,Q ,Q WKLV WKLV F DVH WWKH KH T XDOLW\ D QG WWKH KH rules ffulfilling ulfilling of the IAB rule s was checked by the GLVWDQFHOHDUQLQJDVVHVVRU/DUV-RKDQVVRQIURP GLVWDQFH OHDUQLQJ DVVHVVR RU /DUV -RKDQVVRQ IURP 6ZHGHQ 6ZHGHQ 6LQFH VWXGHQWV 6LQFH PRUH PRUH WKDQ WKDQ VWXGHQWV KDYH KDYH XVHG XVHG WKLVW\SHRIOHDUQLQJWRGRWKHFRXUVHLQ*HUPDQ WKLV W\SH RI OHDUQLQJ WR GR R WKH FRXUVH LQ *HUPDQ have llanguage anguage and and 150 150 students students h ave taken taken tthe he course in English language languag ge 890 Riv. Ital. Saldatura - n. 6 - Novembre / Dicembre 2008 6LQFHLWLVDOVRDOORZHGWRUXQSDUWRIWKH 6 6LQFH LW LV DOVR DOORZHG WR UXQ SDUW RI WKH FRXUVHLQWKHIRUPRIEOHQGHGOHDUQLQJ6RWKH*6, FR RXUVH LQ WKH IRUP RI EOHQGHG OHDUQLQJ 6R WKH *6, has developed ha as also develop ed a distance learning le earning course in *HUPDQODQJXDJHIRU,:(SDUWZLWKVRIDUPRUH * *HUPDQ ODQJXDJHIRU ,:( SDUW ZLWK VR IDU PRUH than th han 150 participants. From 2009 200 09 on this course w also be available in English language. will l The learning T he flexibility of distance lear ning is attracting attracting students every year and the use of m more a appealing products as DVDs a p p e a l i n g interactive interactive p roducts a s tthe he D VDs GHYHORSHG E\ 6/ 6/9 GH HYHORSHG E\ /9 'XLVEXUJ 'XLVEXUJ KDV KD DV VKRZQ VKRZQ WR WR SOD\ attractiveness an n important part in the attrac ctiveness of this learning le earning methodology strongly contributing co ontributing to the growth gr rowth of this trend. )RUTXHVWLRQVSOHDVHFRQWDFW&KULVWLDQ$KUHQV )R RU TXHVWLRQV SOHDVH FRQWDFW &K KULVWLDQ $KUHQV $ $KUHQV#VOYGXLVEXUJGH The present pres sent edition of the event will be held on o 21 - 22 May 2009 in Lido Venice of V e enic ce (Italy) at the Congress Centre of o the old Casinò Palace. The Congress Con ngress works are organized LQVL[SDUDOOHO7HFKQLFDO6HFWLRQV LQ VL[ SDUDOOHO 7H HFKQLFDO 6HFWLRQV Advanced 1 - Adv vanced base materials and consumables consuma ables 5HOLDELOW\RIZHOGHGFRPSRQHQWV 5HOLD DELOW\ RI ZHOGHG FRPSRQHQWV structures and struc ctures Advanced 3 - Adva anced and improved traditradiwelding tional we elding processes Welding 4-W elding fabrication management Automation, 5 - Autom mation, robotics and sensing systems 'LDJQRVWLFVDQG1'7RQZHOGHG 'LDJQ QRVWLFV DQG 1'7 RQ ZHOGHG components compone ents and structures and parallel six paral lel training Courses. The T he Italian Italian Institute Institute of of Welding Welding already a lready held held the the 2nd 2nd edition edition of of Eurojoin in Florence in 1994, on behalf off EWF, EWF, and since then other four editions edittions have been successsuccessfully held. held d. The T h e present p r e s e n t edition e d i t i o n of o f tthe he Congress will C ongress w i l l ffeature e a t u r e both both European E u r o p e a n and a n d Italian I t a l i a n experiences on planned plann ned items for consideration discussion. and disc cussion. 3OHDVHJRWR 3OHDVH J WR JR KWWS ZZZJQVHXURMRLQLW Z ZZZ JQVHXURMRLQLW for for detailed more de tailed information. IIW-EWF Notizie The International Certification Scheme add value Interview with the Working Group Chairman: Stefano Morra Q. What are the major benefits for the Manufactures regarding the implementation of the ISO 3834 EWF/IIW Companies Certification Scheme? 7KHSULPDU\LQWHQWLRQRI,62(:),,:&RPSDQ\FHUWLILFDWLRQ scheme is to ensure that manufacturers are competent and exercise DGHTXDWH FRQWURO RI WKH VSHFLDO SURFHVV ³ZHOGLQJ´ VR WKDW FXVWRPers and others can have confidence that the welded products they SURGXFH ZLOO FRPSO\ ZLWK WKH DJUHHG UHTXLUHPHQWV DV UHODWHG WR TXDOLW\LQZHOGLQJ ,Q WKH ILHOG RI TXDOLW\ PDQDJHPHQW LQ IDEULFDWLRQ WKH LQWHUQDWLRQDO trend is clearly moving toward a product/process approach. EWF/ IIW have produced specific supplementary guides to the implePHQWDWLRQRI,62IRUWKHSURFHVVHVSURGXFWVFRQVLGHUHGHJ railway components, pressure vessels and construction products), taking into consideration the applicable international standards and the best practice manufacturing procedures already shared by the main international manufacturers and customers. )XUWKHUPRUHWKURXJKWKHLPSOHPHQWDWLRQRI,62UHTXLUHPHQWV supported by a competent third party assessment, Manufacturer can easily improve the level of efficiency of their production management control, with a significant chance to reduce costs and ZDVWHZLWKRXWGHFUHDVLQJWKHOHYHORITXDOLW\ Q. What are the major differences between the IIW companies Certification scheme and the EWF Integrated Manufacturers Certification Scheme. The major difference between the two schemes is definitely related WR(QYLURQPHQWDQGWR+HDOWKDQG6DIHW\,QIDFWLIIURPRQHKDQG WKHTXDOLW\RIZHOGHGSURGXFWVLVHDVLO\PDQDJHGE\PHDQVRI,62 3834, a well known international standard on the other hand no European or International standards dealing with Environment and +HDOWKDQG6DIHW\VSHFLILFDOO\UHODWHGWRZHOGLQJDUHFXUUHQWO\DYDLOable. %DVHGRQWKHDERYHWKH(XURSHDQ)HGHUDWLRQIRU:HOGLQJ-RLQLQJ DQG &XWWLQJ (:) E\ YLUWXH RI LWV XQLTXH LQWHUQDWLRQDO H[SHUWLVH KDV GHYHORSHG VSHFLILF UHTXLUHPHQWV IRU WKH 0DQDJHPHQW RI (QYLURQPHQWDODQGRI+HDOWKDQG6DIHW\LQ:HOGLQJ 7KH 0DQXIDFWXUHU KDV WKH RSSRUWXQLW\ WR LPSOHPHQW WKH (:) ,62 6FKHPHDQGDWKLVFKRLFHWKH(:)(QYLURQPHQW0DQDJHPHQW 6FKHPHDQGRUWKH(:)+HDOWKDQG6DIHW\0DQDJHPHQW6FKHPH 7KH HIIRUW ZKLFK D 0DQXIDFWXUHU LV UHTXLUHG WR PDNH LQ DGRSWLQJ the three schemes together is undoubtedly reduced, because the structures of the three schemes are harmonized so that many of the management procedures can be considered valid for all. Q. What is the add value of the EWF/IIW Companies Certification Scheme when comparing to the other Certification systems based only in ISO 3834, and the doc. EA 06/02. The real added value of the EWF/IIW Companies Certification 6FKHPHLVWKHRSSRUWXQLW\IRUPDQXIDFWXUHUVWRUHDOO\JLYHHYLGHQFH of their own technical capabilities. The EWF/IIW Certificate indicates the scope of certification achieved DQGWKHFRPSDQ\¶VGDWDDUHUHSRUWHGLQD6FKHGXOHZKHUHWHFKQLcal information like reference product standards, materials, welding processes, are specified and the welded products manufactured are detailed together with the name of the responsible welding co-ordinator. Furthermore it must be borne in mind that great care KDVEHHQWDNHQWRGHWDLOWKHLQWHUSUHWDWLRQRIWKH,62LQWHUPV of third party assessment, to specify and register properly trained scheme assessors, and to devise an operational structure so that certification of companies will be consistent wherever the scheme rules are applied. A database with the relevant information of all companies certified by IIW or EWF under the companies’ certification system is kept continuously updated and is available for consultation on the EWF :HESDJH7KLVZHEVLWHUHJLVWHULVPDGHIUHHO\DYDLODEOHWRHQTXLUers worldwide. This provides an important sales benefit to the IIW/ EWF Certified Companies. Q. Does the EWF/IIW Personnel Certification Scheme address the market needs in terms of Qualification and Certification of personnel in the Welding field? Certainly it is. Key staff in all welding related activities needs to have an appropriate level of competence in welding technology and its application. In addition to employing competent and tested welders, manufacturers should ensure that engineers, designers, technicians, and inspectors who deal with welding matters have proven relevant FRPSHWHQFH7KLVLVLQFUHDVLQJO\EHFRPLQJDFRQWUDFWUHTXLUHPHQW D WUHQG ZKLFK LV H[SHFWHG WR DFFHOHUDWH DV QHZ 6WDQGDUGV IRU ZHOGLQJFRPHLQWRIRUFH,62³:HOGLQJ&RRUGLQDWLRQ7DVNV DQG5HVSRQVLELOLWLHV´UHTXLUHVSHRSOHZLWKZHOGLQJRUZHOGLQJUHODWHG responsibilities to be able to demonstrate that they are competent to carry out those responsibilities. (:),,:&HUWLILFDWLRQ6FKHPHSURYLGHVDZD\WRDVVHVVDQGUHFRJnize job competence. It defines the profile of education, knowledge, H[SHULHQFHDQGUHVSRQVLELOLW\UHTXLUHGIRUDUDQJHRIZHOGLQJWDVNV and provides a professional assessment procedure. Certification is concerned with current competence rather than historical attainment DQGSHULRGLFUHQHZDOLVUHTXLUHG7KHUHIRUHWKHVFKHPHSURYLGHVD convincing way of supporting companies seeking to achieve compliDQFHZLWK,62 Q. What makes this EWF/IIW Personnel Certification Scheme different from other existing ones, like the American or Japanese? (:),,: 3HUVRQQHO &HUWLILFDWLRQ 6FKHPH LV QRZDGD\V D ZRUOGwide recognized system. In any country, worldwide, an EWF/IIW Personnel certificate can be considered as evidence of job compeWHQFH7KHMRENQRZOHGJHUHTXLUHGIRUDFKLHYLQJWKHFHUWLILFDWLRQLV EDVHGRQWKH,,:4XDOLILFDWLRQ6\VWHPZKLFKLVLQSODFHVLQFHORQJ ago. ,W LV EDVHG RQ DQ LQWHUQDWLRQDO VWDQGDUG ,62 ZKLFK LV D NH\FRPSRQHQWRI,627KDWPHDQVWKDW(:),,:3HUVRQQHO &HUWLILFDWLRQ6FKHPHLVWKHEHVWZD\WRVXSSRUWWKHZHOGLQJFRRUGLQDWLRQUHTXLUHPHQWRI,62 Project Updates The UNIVERSITY OF GAZI from Turkey is the coordinator of the Leonardo da Vinci project entitled WELDICTION-TR: Transfer of Welding Multimedia SoftwareDSSURYHGRQ7KH(:)6HFUHWDULDWDQGWKH,VWLWXWR,WDOLDQRGHOOD6DOGDWXUDDPRQJRWKHURUJDQL]DWLRQVIURP7XUNH\5RPDQLDDQG*HUPDQ\ are partners in this consortium. 7KHPDLQJRDORI:HOGLFWLRQ75LVWRXSGDWHDQGWUDQVODWHWKHSUHYLRXV:HOGLFWLRQ0XOWLPHGLD'LFWLRQDU\LQWR7XUNLVK,WDOLDQDQG5RPDQLDQ &KHFNPRUHDWZZZZHOGLFWLRQRUJ 1RZ D QHZ SURMHFW YHUVLRQ SUHVHQWHG WR WKH /HRQDUGR GD 9LQFL 1DWLRQDO $JHQF\ LQ 6ORYDNLD ZLWKLQ WKH &DOO ZDV DOVR DSSURYHG ,W LV FDOOHG WELDICTION PLUSDQGWKHFRRUGLQDWRULVWKH(:)PHPEHUDQG$1%LQ6ORYDNLDVyskumny Ustav Zvaracsky-Priemyselny Institut SR. The project consortium is fully constituted by EWF members&]HFK5HSXEOLF3RUWXJDODQG6SDLQDQGEWF Secretariat. By the end of the project, Weldiction will also be available LQWZRRWKHUODQJXDJHV6ORYDNLDQDQG&]HFK 7HFK7LPHV,VVXH0RQWK<HDU Riv. Ital. Saldatura - n. 6 - Novembre / Dicembre 2008 891 Economia e Finanza Prezzi e Costi I Prezzi I prezzi sono determinati dal mercato, sulla base di un sistema di valori calcolati o percepiti, in funzione del tipo di prodotto o servizio, ma comunque sempre accettati dal mercato stesso. Nel caso di prodotti o servizi di cui esiste una quantità rilevante o nel caso in cui il mercato è di tipo controllato (forniture di utilities, pedaggi autostradali, ecc.), il prezzo viene calcolato sulla base del capitale investito per realizzarli, dei costi interni ed esterni all’organizzazione che li ha realizzati, nonché dell’utile che se ne intende ricavare. Nel caso di prodotti o servizi di cui esiste una quantità limitata (pietre preziose, oro, petrolio, ecc.) e/o con notevoli caratteristiche di marchio (prodotti firmati, ecc.), il prezzo viene definito, invece, sulla base della necessità e/o del desiderio di acquisizione percepito. Tuttavia, l’offerta di prodotti o servizi non è neutrale nei confronti dei prezzi, avendo a disposizione strumenti virtuosi che possono aiutare a sostenerli (definizione del “prezzo strategico”). I principali fra questi strumenti afferiscono alla tipologia del prodotto e/o servizio in offerta, sono tipici soltanto di alcune aziende e riguardano: • la specializzazione, ovvero la capacità di realizzare prodotti o servizi non comuni; • il valore aggiunto, ovvero la capacità di realizzare prodotti o servizi utilizzando un “know-how” specifico. Altri strumenti a sostegno dei prezzi afferiscono direttamente al mercato, sono condivisibili da tutte le aziende e riguardano: • il marketing, ovvero lo studio descrittivo del mercato e delle sue interazioni con l’impresa; • la promozione, ovvero la proposizione al mercato dei prodotti o servizi realizzati; • il commerciale, ovvero la gestione complessiva dell’interazione impresaclienti (compresa la valutazione dei margini di profitto di fornitori e clienti) . La capacità di sostenere i prezzi è certamente maggiore nelle aziende specializzate e con elevato valore aggiunto, i cui “assets” principali spesso non sono neppure tangibili, ma costituiti, invece: • dalla competenza; • dalla reputazione; • dalla capacità di soddisfare le esigenze del cliente, in genere disposto a pagare un sovrapprezzo per vederle soddisfatte. Nel caso, invece, delle aziende che rea- lizzano prodotti e servizi standardizzati, la concorrenza può comprimere in modo significativo i prezzi e, conseguentemente, i margini di contribuzione. I Costi Talvolta, all’interno dell’organizzazione, i costi tendono a godere di un’attenzione minore di quella dedicata ai prezzi. La ragione di questo atteggiamento, quando presente, risiede nella percezione di una minor valenza della gestione dei costi, vista come un’attività interna di contenimento, a confronto con la gestione dei prezzi, vissuta come un’attività espansiva rivolta all’esterno. E tuttavia la gestione dei costi è altrettanto rilevante di quella dei prezzi, ai fini dell’ottenimento di un margine di contribuzione convenuto, e presenta possibilità d’intervento spesso maggiori. Infatti, mentre i prezzi sono determinati dal mercato (pur nello scenario rappresentato in precedenza), i costi sono, invece, essenzialmente dipendenti dalle scelte aziendali, nel contesto interno ed esterno di riferimento. Dal punto di vista della loro natura, i costi (variabili e non) sono riconducibili a tre gruppi diversi, ovvero: • i costi relativi al personale; • i costi relativi agli acquisti di prodotti e servizi; • i costi relativi al processo operativo. Dal punto di vista della loro qualità, i costi (variabili e non) sono riconducibili a due categorie: Riv. Ital. Saldatura - n. 6 - Novembre / Dicembre 2008 893 Economia e Finanza • i costi necessari al perseguimento degli obiettivi di “mission”; • gli extracosti. Al fine di consentire una redditività congruente con gli obiettivi aziendali, a fronte di un “prezzo strategico” proposto al mercato, occorre definirne il “costo derivato” o “target cost” (al cui raggiungimento l’organizzazione tende) sottraendo al prezzo stesso il margine di contribuzione previsto. In questo processo di ottimizzazione dei costi, con riferimento alla loro natura e qualità, può risultare utile, quando non necessaria, l’applicazione di strumenti gestionali e organizzativi specializzati, quali: • l’Activity Based Costing / Management e • il Process Re-engineering la cui efficacia, pur nella loro gradualità, è stata largamente dimostrata in moltissime occasioni. L’Activity Based Costing è un metodo di analisi che fornisce informazioni sull’effettiva incidenza dei costi associati a ciascuna attività svolta da un’impresa; esso risponde a domande quali: • dove sono stati spesi i soldi? • come è stato impiegato il tempo? e pertanto risulta particolarmente utile nell’individuazione dei costi nascosti (hidden costs). L’Activity Based Costing si sviluppa attraverso: • la definizione delle attività messe in atto, per far sì che il processo aziendale di cui fanno parte venga realizzato; • la scomposizione delle attività, di per sé complesse, in una sequenza di azioni elementari; • l’analisi degli elementi distintivi di ciascuna azione elementare, quali: gli strumenti utilizzati, il tempo di realizzazione (che tende naturalmente ad occupare tutto il tempo disponibile), eventuali ripetizioni dell’azione stessa, il livello di professionalità del personale, l’estensione dell’ambito operativo, ecc.; • la rilevazione delle risorse economiche, dirette ed indirette, associate con ciascuna azione elementare. L’Activity Based Management, che prende l’avvio dalle informazioni di origine contabile prodotte dall’Activity Based Costing, è un approccio gestionale che fonda la propria teoria sulla 894 Riv. Ital. Saldatura - n. 6 - Novembre / Dicembre 2008 considerazione che i prodotti e/o servizi assorbono attività e le attività producono costi. In altri termini, l’Activity Based Management sostiene che quote rilevanti dei costi aziendali non dipendono dai volumi di produzione e neppure dall’efficacia dei fattori produttivi ma, piuttosto, da come sono svolte le attività. Pertanto, e conseguentemente, l’Activity Based Management: • focalizza la propria attenzione sui processi; • pone al centro della sua analisi il concetto di attività (lo svolgimento delle quali è, in ultima analisi, la ragione per la quale un’organizzazione sostiene dei costi); • distingue le attività che generano valore (che il mercato è disposto a pagare) da quelle che generano extracosti (che il mercato non è disposto a pagare), quelle che sono necessarie (e devono essere comunque svolte) da quelle discrezionali (che possono anche non essere svolte), ecc; • valuta il rapporto costi/benefici delle attività (ottimizzato o non ottimizzato). Al termine del processo di valutazione vengono decise ed applicate le opportune correzioni, volte a rendere efficaci ed efficienti le attività e, pertanto, i processi che le contengono. Il Process Re-engineering è un percorso invasivo di rifondazione dei processi aziendali, che vanno “ri-individuati” e ricostruiti “ex novo”, senza cercare di riadattare quelli in essere; esso si applica qualora si ritenga non più sufficiente un normale percorso di miglioramento, magari già basato sull’Activity Based Management. Il “Process Re-engineering” fonda i propri criteri di azione su diversi principi, che attengono sia all’organizzazione che alla gestione, di cui quelli riportati di seguito vengono ritenuti fondanti: • corretta allocazione delle attività, là dove nascono le esigenze: all’interno della organizzazione, ma anche all’esterno (fornitori, consulenti, clienti, ecc.) quando, ad esempio ma non solo, le attività stesse non appartengono al “core business” caratteristico dell’impresa (allocazioni sconvenienti, lontane dalle esigenze e/o ingiustificatamente mantenute all’interno dell’organizzazione, allungano la catena operativa, danno luogo ad attività senza valore aggiunto, impediscono risparmi e, pertanto, inducono extracosti); • sequenza diretta e naturale delle operazioni (sequenze forzate inducono extracosti); • diversificazione dei percorsi operativi (operazioni semplici richiedono percorsi semplici); • accorpamento delle mansioni (l’eccesso di specializzazione richiede un eccesso di coordinamento e, pertanto, induce extracosti); • controllo in misura adeguata (l’eccesso di controllo dà luogo ad attività senza valore aggiunto e, pertanto, induce extracosti); • impiego estensivo delle tecnologie disponibili (sostituzione, non duplicazione, delle tecnologie obsolete con quelle avanzate); • libera circolazione delle informazioni (filtri gerarchici e/o burocratici riducono la qualità dell’informazione e, quindi, inducono extracosti); • responsabilizzazione e conseguente potere decisionale opportunamente allocati per qualità e quantità (eccessi di gerarchia e/o di burocrazia inducono extracosti, così come la libertà di azione non responsabile); • elevato grado di coinvolgimento e di proposizione a tutti i livelli, da intendersi non come opportunità da offrire ma come precisa responsabilità da conferire, nell’ottica che il proprio lavoro non solo va fatto ma va anche migliorato (atteggiamenti appartati non danno luogo a miglioramenti, riducono l’efficienza e inducono extracosti). Il “Process Re-engineering”, dato il suo carattere fortemente invasivo, che non tollera resistenze alla ricostruzione, richiede dosi massicce di comprensione del processo in sé e di determinazione da parte del vertice aziendale; certamente al termine di questo percorso di rifondazione, l’azienda si ritrova profondamente modificata. Dott. Ing. Mauro Scasso Segretario Generale IIS Salute, Sicurezza e Ambiente Cosa nascondono le parole ? Nel nuovo testo normativo sulla sicurezza, D.lgs. 81/2008, ci imbattiamo (art. 28 e art. 30) in due locuzioni: organizzazione aziendale e modello di organizzazione, di cui è possibile intuire il significato, ma che esplicitamente non rimandano l’una all’altra. È solo un’assonanza o vi è in realtà una vera collimazione ? Siamo di fronte a due espressioni che forse per la prima volta nella dialettica della sicurezza aziendale vengono accostate, ma che, pur non ritenendo esaustivo e determinante il dire che sono “buone vicine” perché allocate ad un solo articolo di distanza, in realtà sottendono qualcosa cui obiettivamente non siamo adusi. Prendendo spunto dalla prima e cioè dall’impiego, nell’art. 28, comma 2, lettera d), del riferimento ai “ruoli dell’organizzazione aziendale…” possiamo serenamente intendere che la norma si riferisca ad un organigramma di sicurezza dal quale e nel quale traspaiono e si evidenziano dei compiti o delle collocazioni funzionali di soggetti particolarmente selezionati e dotati di correlati poteri (decisionali e attuativi), al fine, esposto in esordio di paragrafo, di individuare le procedure per l’attuazione delle misure da realizzare; ruoli o posizioni individuabili in esclusiva per le pregresse valutate competenze ed esperienze. La considerazione collaterale ci tranquillizza in ordine alla significazione attribuita alla prima delle locuzioni: non è forestiero rispetto al linguaggio della sicurezza il correlare usualmente attribuzioni e funzioni in relazione alla formazione e all’esperienza operativa del soggetto prescelto. Diverso è invece, e per certi versi più elaborato, l’approccio al significato che nell’art. 30 ricordato si intende attribuire ai modelli di organizzazione. Vi è infatti da dire che l’ espressione usata non è propria del linguaggio della sicurezza quanto piuttosto di quello della qualità, in quanto la novella legislativa, per assicurare efficacia e deterrenza alle proprie statuizioni, si è avvalsa di strumenti tratti da altre normative, istituite e mirate a fini sanzionatori per fattispecie diverse da quelle della tutela di salute e sicurezza sul lavoro. In effetti la trasposizione della disciplina di cui al D.lgs. 231/2001 (ispirata alla responsabilità amministrativa delle imprese di fronte a taluni illeciti resi possibili dal malgoverno apicale) alla salvaguardia dei beni protetti dalla normativa di salute e sicurezza in azienda, ha portato con sé alcuni degli strumenti propri della originaria finalizzazione, adattandoli, pur con le limitazioni e gli adattamenti coerenti, al campo, comunque non coincidente, della tutela generale dei lavoratori. I modelli di organizzazione e di gestione di cui all’art. 30, proprio perché importati dalla normativa antecedente ricordata, in realtà potrebbero con semplificazione essere considerati, come è lecito ritenere, “organigrammi 231” con ripartizione funzionale ai fini di verifica, valutazione e gestione del rischio, caratterizzati da vincoli di registrazione e di controllo (tipici del sistema di gestione della qualità) sfocianti nel riesame da parte della direzione in caso di accidenti o di mutazioni nell’attività e nell’organizzazione produttiva. Ancora pochi mesi prima dell’edizione del nuovo testo ci si chiedeva da parte di autorevoli commentatori quale potesse essere il contributo di un SGS (certificazione di sistema) alla conformità legislativa , argomentando dalla innovazione introdotta dalla legge 123/2007 in tema di responsabilità amministrativa delle imprese e relative esenzioni per quelle virtuose, attuative di modelli organizzativi e di gestione idonei a prevenire reati contro la sicurezza sul lavoro. La legge delegata era imminente e con essa si preannunciava l’estensione-adattamento della norma 231/01, talché si raccoglievano i capisaldi da trasporre (sistema organizzativo formalizzato e chiaro, linee di dipendenza, procedure formalizzate con opportuni punti di controllo, poteri autorizzativi e di firma coerenti con le responsabilità organizzative e gestionali, controllo delle situazioni di criticità). Dal che non poteva non derivare, come in oggi si sottende al pur elaborato paragrafato dell’art. 30, l’organizzazione del sistema di gestione, l’istituzione dell’organismo di vigilanza, l’implementazione riguardante l’analisi dei rischi, la gap analysis per valutare lo scostamento dai requisiti della legge, la verifica nel tempo del funzionamento del modello. Il che consente di trarre le conclusioni: le pur diverse espressioni letterali, apparenti nell’art. 28 e nell’art. 30, in realtà non sono divergenti o del tutto indipendenti. Il tenore della introduzione della organizzazione come garanzia di sicurezza è il connotato caratterizzante il nuovo approccio, a valere tanto ai fini della formalizzazione del DVR quanto per predisporre una efficace esimente in presenza dei reati infortunistici colposi. Prof. Avv. Tommaso Limardo Consulente giuridico per la sicurezza Riv. Ital. Saldatura - n. 6 - Novembre / Dicembre 2008 895 volume “Capire i processi” 10 numeri a 70,00 euro 15 numeri L’appuntamento mensile con la normazione tecnica Unificazione&Certificazione Mensile della Normazione e della Certificazione U&C Per qualsiasi informazione chiamare l’Ufficio Abbonamenti tel. 0236581151 e-mail: [email protected] e-mail ……………………………………………………………………………………………… Tel ………………………………………… Fax ………………………………………………… Prov ……………………………………… CAP ……………………............................ Località …………………………………………………………………………………………… Via …………………………………………………………………………… n. ……………… Ragione sociale …………………………………………………………………………… € 70,00 I 10 numeri € 115,00 + volume “Capire i processi” I 15 numeri ABI 05608 - CIN N Firma ………………………………………………………………………………………………………………………………… Cod. Fiscale o Partita IVA ……………………………………………………………………………… (Obbligatorio) CAB 01600 via S. Margherita, 3 - 20121 Milano su Banca Popolare di Novara via Orti, 14 - 20122 Milano the C’ comunicazione srl Bonifico bancario su c/c n. 000000003314 intestato a: Cognome ………………………………………………………………………………………… Per il pagamento scelgo la seguente formula: Versamento su c/c p. n° 26649467 a 115,00 euro Nome ……………………………………………………………………………………………… Desidero ricevere quanto segue: BUONO DI ORDINAZIONE METTITI A NORMA! Spedire in busta chiusa a: the C’ comunicazione srl - via Orti, 14 - 20122 Milano o inoltrare al fax: 0236581173 ! I T A N O B B A the C’ comunicazione srl tutela la riservatezza dei dati: la sottoscrizione dell’abbonamento dà diritto a ricevere informazioni ed offerte da parte di the C’ comunicazione srl. Barrare la casella solo se non si desidera ricevere tali offerte. I Dalle Aziende Nuova generazione di macchine per taglio termico ESAB SUPRAREX Massima versatilità: è la caratteristica saliente ricercata dai progettisti ESAB che hanno sviluppato la nuova generazione di questa fortunata serie di macchine, che da anni costituiscono la pietra di paragone di tutte le macchine da taglio termico di alta qualità. La SUPRAREX può essere infatti configurata per rispondere ad una vastissima gamma di esigenze produttive e può essere equipaggiata per vari tipi di processi, comprese le combinazioni di taglio ossigas / taglio plasma, cianfrinatura plasma / ossigas, taglio di grigliati, marcatura / etichettatura. La SUPRAREX può essere realizzata con larghezza utile di taglio da 3000 a 8500 mm per adattarsi a diverse dimensioni delle lamiere e può funzionare come impianto a sé stante oppure integrato in un sistema automatizzato di produzione. Dalle macchine per movimento terra alle costruzioni navali, dall’ingegneria civile alla carpenteria, la SUPRAREX SXE dell’ultima generazione si adatta perfettamente ad ogni applicazione. Una serie modulare di apparecchiature può essere combinata per costituire il sistema personalizzato per ogni utente, come ad esempio vari tipi di banchi da taglio, generatori plasma, torce con le relative parti di consumo, sistemi di estrazione dei fumi, ecc. Per la gestione automatizzata della produzione, il sistema di controllo numerico Vision 55 NC ed il software di programmazione Columbus sollevano l’operatore dai compiti più critici ed assicurano risultati ottimi e ripetibili. Per il taglio tridimensionale al plasma di smussi, ESAB offre il sistema VBA-Expert PRO con testa rotante. ESAB SALDATURA S.p.A. Via Mattei, 24 - 20010 Mesero (MI) Tel. 02 979681 - Fax 02 97289300 e-mail: [email protected] www.esab.it RESALE 2009: 15ª Fiera Internazionale di Macchine e Impianti Usati - Fiera di Karlsruhe, 22-24 Aprile 2008 Giunto al suo quindicesimo anno, RESALE, il salone internazionale di macchine e impianti usati, si presenta per l’edizione 2009 con un’offerta di servizi ancora più ampia, sia per gli espositori sia per i visitatori. Per questi ultimi, in particolare, gli organizzatori hanno ulteriormente aumentato il numero di lingue in cui viene svolta l’attività di comunicazione verso gli operatori del settore. È l’ucraino l’ultima aggiunta alle 18 lingue già disponibili, Riv. Ital. Saldatura - n. 6 - Novembre / Dicembre 2008 897 Dalle Aziende dall’ungherese al farsi, dall’albanese al croato, oltre naturalmente alle lingue più diffuse fra cui l’italiano. “L’Ucraina è un mercato importante al centro degli interessi di diversi partner di RESALE, pertanto abbiamo deciso di rivolgerci in maniera molto diretta agli acquirenti di quel paese,” ha sottolineato Florian Hess, organizzatore di RESALE. “Sia per la documentazione cartacea sia sul sito Internet, tutta l’offerta di RESALE è disponibile ora anche in lingua ucraina. Inoltre, le informazioni sul Web sono state ampliate anche in altre lingue come il farsi e l’albanese”, ha dichiarato Hess. “Essere al centro del mercato per noi significa essere vicini ai clienti e quindi comunicare nelle loro lingue di appartenenza.” L’offerta di servizi online è stata ampliata anche per gli espositori. Dallo scorso Aprile, ad esempio, il catalogo online di RESALE è esattamente identico nei contenuti al catalogo stampato: le funzioni per la ricerca di macchine e impianti in offerta speciale consentono una ricerca ancor più mirata. Con questo strumento è possibile inviare in tutto l’arco dell’anno richieste per macchinari direttamente agli espositori in maniera diretta e mirata. RESALE diventa così una sorta di “fiera virtuale” per le macchine usate, un salone sempre aperto che si affianca alla manifestazione più importante del settore a livello mondiale. Se nei padiglioni della Fiera di Karlsruhe giungono normalmente operatori da 118 paesi, nel resto dell’anno sono oltre 150 le nazioni da cui i visitatori “virtuali” si collegano al sito Web di RESALE. Da Settembre 2008 il sito di RESALE www.resale-germany.com è già pronto per la prossima edizione ad Aprile 2009: più informazioni, un Download-Center rivisitato e più contenuti multimediali rispetto al passato. Mentre è in corso l’attività di promozione internazionale per RESALE 2009, numerosi espositori si sono già assicurati lo spazio espositivo per la prossima edizione. L’area espositiva assegnata per RESALE 2009 è già consistente, poiché molti espositori hanno richiesto una superficie maggiore rispetto al 2008. Le associazioni di settore EAMTM e FDM, i partner più importanti di RESALE, garantiscono i contingenti più numerosi, con numerose aziende associate che presentano in fiera le loro mac- 898 Riv. Ital. Saldatura - n. 6 - Novembre / Dicembre 2008 chine, molte delle quali in funzione. Fra gli espositori già registrati per RESALE 2009 si segnalano ABB, A+B, Ammann, Axel, Bruderer, BS Forklifts, Coiltec, Deutsche Leasing, DMG, EKW, Ermo, Feyen, Geiger, Hammel, Jungheinrich, Lenzing, Liebherr, Muller Machines, Putzmeister, Reimelt Henschel, Sanders, Teco, Volvo. Profilo di RESALE RESALE è la principale fiera internazionale nel campo delle macchine e degli impianti usati, dove si trovano macchine usate, contatti con i principali costruttori, rivenditori ed esportatori, e informazioni aggiornate sul mercato. Le categorie merceologiche del salone comprendono: macchine per la lavorazione dei metalli, macchine per la lavorazione del legno, macchine per la lavorazione della plastica e della gomma, macchine per edilizia, macchine per imballaggio e confezionamento, macchine per l’industria alimentare, robotica e automazione, tecnica di azionamento e trasporto. KM-Expo Via Magellano, 6 - 20049 Concorezzo (MI) Tel. 02 89072961 - Fax 02 36531598 e-mail: [email protected] www.messe-karlsruhe.it Saldatura di impianti offshore Prospettiva digitale I costruttori di impianti per gru e macchine pesanti registrano, a fronte del- l’attuale e duraturo boom di richieste, dati positivi in termini di flusso di commesse, soprattutto nel settore della costruzione di macchine per la produzione di energia. Chi desidera approfittare di questa tendenza necessita di sistemi di saldatura che offrano prestazioni e disponibilità elevate, perché la saldatura costituisce una delle tecnologie fondamentali per la fabbricazione dei componenti strutturali, ad esempio negli impianti per piattaforme offshore. Per le gru offshore gli standard qualitativi e di sicurezza sono elevatissimi: i giunti saldati devono essere in grado di sopportare carichi dinamici elevati anche in caso di mare in burrasca. Rendimento di metallo depositato e disponibilità dei sistemi di saldatura sono fattori determinanti per il risultato economico e per questo motivo il moderno processo con arco voltaico a impulsi acquista un’importanza sempre maggiore. Gli esperti di saldatura di Liebherr presso la sede britannica di Sunderland hanno pertanto deciso di convertire, o meglio ammodernare, in “digitale” la loro dotazione tecnica di saldatura, e dopo più di due anni di utilizzo sul campo sono incredibilmente soddisfatti dei sistemi prodotti dall’austriaca Fronius. Le colonne e i bracci delle gru devono essere in grado di sopportare carichi estremi e di mantenersi stabili anche in presenza di condizioni del mare difficili: i tubi e i profilati saldati tra loro garantiscono la stabilità e la flessibilità della struttura. L’acciaio speciale ad alta resistenza STE 6PO QL è importantissimo Dalle Aziende come materiale da saldare, gli spessori delle lamiere dei vari componenti sono compresi tra 15 e 120 mm e sono necessari centinaia di giunzioni e fino a 200 strati di saldatura. Gli esperti di Sunderland mantengono continuamente aggiornati i loro preziosi sistemi di saldatura ai livelli tecnologici più avanzati. Inoltre, la dotazione tecnica di saldatura deve essere caratterizzata dalla massima flessibilità d’impiego possibile. I lavori di saldatura impegnativi, come l’unione di elementi tubolari, sono eseguiti utilizzando l’arco voltaico a impulsi. Rispetto ai tradizionali processi MAG, questo processo di saldatura innovativo presenta il vantaggio di una penetrazione più profonda e di una qualità delle cuciture notevolmente più elevata. Inoltre, si producono meno spruzzi con conseguente riduzione dei costi per gli interventi di rifinitura. La regolazione e il controllo digitali dell’arco voltaico, e più precisamente degli “impulsi”, costituiscono un presupposto fondamentale. Attualmente sono 15 gli apparecchi Fronius che completano il “parco macchine” di Liebherr a Sunderland. Al centro dell’investimento effettuato dall’azienda nel 2004 vi sono 7 sistemi raffreddati ad acqua del tipo TransPuls Synergic 5000, con intensità di corrente massima di 500 A. La loro introduzione è risultata particolarmente efficiente in quanto la fornitura comprendeva già tutti i componenti del sistema, il fascio cavi, l’alimentazione del filo e la torcia. “Rispetto alla soluzione adottata in precedenza abbiamo notevolmente aumentato la velocità e di conseguenza le prestazioni di saldatura, così come la disponibilità degli impianti da saldare e la qualità dei nostri risultati”, sintetizza Ralph Saelzer, Managing Director. FRONIUS Via Monte Pasubio, 137 - 36010 Zanè (VI) Tel. 0445 804444 - 0362 545564 Fax 0445 804400 e-mail: [email protected] www.fronius.com Alumotive: a Brescia la IV edizione del grande evento sui trasporti. Dal 2 al 4 Aprile 2009: nuova sede, stessa specializzazione Sarà il prestigioso Centro Fiera del Garda di Montichiari, Brescia - secondo polo espositivo della Lombardia - ad ospitare la 4ª edizione di Alumotive, Mostra Internazionale della Componentistica, della Subfornitura e delle Soluzioni Innovative in Alluminio, Metalli e Materiali Tecnologici per l’Industria dei Trasporti. Ideata e promossa da AD Expo, arriva a Brescia dopo l’edizione d’esordio nel 2003 a Bologna e due tappe - nel 2005 e nel 2007 - a Modena. Una location ben nota a livello internazionale e baricentrica rispetto a uno dei principali poli industriali e metallurgici europei - quello lombardo - che, insieme alle aree limitrofe di Veneto ed Emilia Romagna, è tra i primi mercati al mondo nella produzione, trasformazione e riciclo dei metalli e nella produzione di componenti in buona parte destinati proprio all’industria dei trasporti. Alumotive 2009 rappresenta la vetrina di queste eccellenze, un patrimonio industriale unico dall’indiscussa valenza internazionale, in grado di attrarre progettisti, tecnici, decision makers dei più importanti produttori europei di veicoli (auto, moto, trasporto pesante, trasporto di massa, navale, aerospaziale). Protagonisti i materiali tecnologici Accanto ad una completa e qualificata esposizione di estrusi laminati e getti in ghisa, acciai altoresistenziali, alluminio, magnesio e titanio, componenti in materiali compositi e polimeri, componentistica diversa per auto, moto, veicoli commerciali, mezzi pubblici e nautici, veicoli speciali ed applicazioni aeronautiche, Alumotive mette in mostra le tecnologie di trasformazione e di giunzione, le lavorazioni meccaniche di precisione, le finiture, l’engineering e la progettazione, la prototipazione, la produzione di modelli e stampi, la simulazione, la ricerca applicata e di sviluppo, l’innovazione tecnologica e di prodotto, i nuovi materiali. La subfornitura dei trasporti a convegno Come avvenuto con eccezionale successo di pubblico nelle precedenti edizioni, anche per il 2009 ad Alumotive affiancherà l’esposizione un ricco programma di sessioni convegnistiche tecniche altamente specializzate organizzate grazie al prezioso contributo e coordinamento delle tante associazioni di settore che supportano l’evento e che focalizzeranno l’attenzione su materiali, processi, tecnologie, ricerca e innovazione. La forza di fare sistema Alumotive vanta l’appoggio e il supporto delle principali istituzioni, associazioni, enti e gruppi a livello nazionale e internazionale, che garantiscono all’evento una eco e una visibilità notevoli e che gli hanno permesso di affermarsi come momento di incontro e confronto privilegiato per la subfornitura dei trasporti. Non a caso la maggior parte delle associazioni che hanno patrocinato l’evento nel 2007 hanno già riconfermato il loro appoggio ad Alumotive 2009. “Grazie al forte interessamento delle principali realtà aziendali insediate nel territorio e delle istituzioni locali - dichiara con soddisfazione Mario Bertoli, amministratore delegato di AD Expo Brescia si è assicurata l’edizione 2009 della manifestazione, oggi affermata come il principale osservatorio internazionale sull’industria dei trasporti e sulle sue evoluzioni tecnologiche, unico evento fieristico che permette un raffronto fra subfornitura, applicazioni e materiali nei diversi comparti dell’automotive, del trasporto pesante, del ferroviario, della nautica, dell’aeronautica, dell’aerospaziale”. EDIMET S.p.A. Via Brescia, 117 - 25018 Montichiari (BS) Tel. 030 9981045 - Fax 030 9981055 e-mail: [email protected] www.alumotive.it Thermal Dynamics presenta il nuovo generatore Cutmaster® A120 per il taglio automatico ad aria compressa Cutmaster A120 è il generatore più potente nella gamma Thermal Dynamics di sistemi per taglio automatico ad aria compressa. Lo spessore di taglio in produzione è di 15 mm, mentre la capacità di foratura raggiunge 20 mm ed il taglio di separazione 40 mm. Riv. Ital. Saldatura - n. 6 - Novembre / Dicembre 2008 899 Dalle Aziende La corrente massima in uscita è di 120 A con ciclo di lavoro dell’80% e di 100 A al 100%, circa il doppio del Cutmaster 151, la macchina più potente della nostra serie precedente. Cutmaster A120 viene fornito completo di torcia SL100-SV1 e può utilizzare le parti di consumo standard degli altri modelli Cutmaster, oltre ai nuovi componenti appositamente sviluppati per tagliare a 120 A. L’elettrovalvola è integrata nella torcia, per ridurre i tempi di risposta ed aumentare la produttività. Inoltre, l’esclusiva tecnologia di innesco elimina le interferenze elettroniche che possono verificarsi con altre soluzioni. Sebbene questo generatore sia il maggiore della serie Cutmaster Automation in termini di potenza, ha una struttura compatta e pesa meno di 30 kg. Supporti appositi rendono facile l’installazione per ogni applicazione. La connessione per l’interfaccia CNC si trova sul retro della macchina, con le indicazioni “Start/Stop” e “OK to move”, mentre il software di automazione ottimizza i tempi di ciclo e le prestazioni in ogni applicazione. La garanzia copre il generatore per 3 anni e la torcia per 1 anno. chiave a brugola. Ruotando una vite di regolazione zigrinata montata lateralmente è possibile regolare la tolleranza del sistema esente da manutenzione “DryLin W”. La regolazione ha luogo a steps con un “click” percepibile ed udibile. L’accoppiamento sede-albero risulta così secondo le esigenze del cliente. In caso di usura basterà correggere la regolazione. Stefan Niermann, responsabile alla Igus per le tecnologie lineari: “L’obbiettivo era quello di dare ai progettisti ancora più libertà e affinare ulteriormente la precisione”. THERMADYNE ITALIA S.r.l. Via Bolsena, 7 20098 San Giuliano Milanese (MI) Tel. 02 9880320 - Fax 02 98281773 www.thermadyne.com Ancora più flessibilità grazie alla funzione “turn-to-fit” Al principio della nuova funzione “turnto-fit” si è arrivati in un modo semplice quanto logico, spiegano alla Igus. Con il sistema “DryLin W” è stata sviluppata già da anni una nuova generazione di guide con un design che consente una struttura flessibile e modulare e quindi un facile montaggio. Alle molte possibilità di realizzazione di questo sistema (guide singole o doppie in alluminio anodizzato, elementi di scorrimento singoli o slitte complete) si aggiunge adesso un ulteriore fattore che ne giustifica la scelta: la possibilità di regolare i giochi. Al momento questa soluzione è disponibile nella taglia 10. In seguito verranno proposte anche le altre taglie (06, 16 e 20). Guide lineari registrabili - Novità: guide “DryLin W” adesso con gioco regolabile Gioco regolabile, assenza di lubrificazione e insensibilità allo sporco, sono questi gli ultimi trend della tecnologia lineare. La Igus, specializzata in cuscinetti a strisciamento, ha sviluppato una nuova guida lineare “DryLin W” con funzione “Turn-to-Fit” finalizzata alla regolazione manuale del gioco. “Turn” significa “ruotare” e “Fit” “adatto”, una regolazione quindi su misura. La nuova unità lineare è stata presentata alla recente fiera “Motek 2008” e sta per essere introdotta sul mercato internazionale. Se si desidera un gioco definito o se l’unità deve essere senza gioco, lo decide il cliente stesso con una semplice 900 Riv. Ital. Saldatura - n. 6 - Novembre / Dicembre 2008 Tribologia ottimizzata Il sistema è composto da un elemento in pressofuso e da una lamina di scorrimento in tribopolimero di propria produzione. Oltre alla semplice struttura e ai materiali continuamente sottoposti a test, altre caratteristiche sono “gli ingombri costruttivi ridotti e gli ottimi valori di attrito e usura”, sostiene Stefan Niermann. Inoltre c’è da considerare l’assenza di manutenzione, il peso ridotto e l’alta resistenza a sporcizia e umidità. La regolazione del gioco può essere inoltre applicata anche alle slitte complete con movimentazione a cinghia dentata o a vite a filetto trapezoidale. IGUS® S.r.l. Via delle Rovedine, 4 23899 Robbiate (LC) Tel. 039 59 061 - Fax 039 59 06222 e-mail: [email protected] www.igus.it L’innovazione “corre” a MECSPE. Protagonista della Piazza del Veicolo da Competizione la subfornitura “high-tech” a Parma dal 19 al 21 Marzo 2009 Fervono i lavori per l’edizione 2009 di MECSPE, la fiera internazionale della meccanica specializzata che si terrà a Parma dal 19 al 21 Marzo 2009, che quest’anno ospiterà anche la nuova iniziativa “Piazza del Veicolo da Competizione - dall’engineering alla finitura”: un’area interamente dedicata a rappresentare l’eccellenza raggiunta dall’industria italiana in questo particolare comparto. Un’iniziativa nata dalla collaborazione di Senaf, la società che organizza la manifestazione, con il supporto strategico di “Assomotoracing” - Associazione culturale storia e tecnica del motorismo da competizione - che rappresenta un appuntamento di particolare importanza per tutti gli operatori della meccanica. Il settore dei veicoli da competizione si distingue infatti per l’elevata attività di “ricerca e sviluppo” e per gli alti contenuti di innovazione, che trovano spesso applicazione, in un’ottica di “trasferimento tecnologico”, anche in altri comparti, dal biomedicale all’industria tecnologica delle macchine alimentari. La Piazza del Veicolo da Competizione rappresenta un’iniziativa culturale di primo piano che grazie al contributo di Assomotoracing si caratterizza per l’alto livello qualitativo delle aziende coinvolte, selezionate scientificamente secondo rigorosi criteri di eccellenza e alto tasso di innovazione. Indiscussi protagonisti della Piazza saranno proprio alcuni veicoli da competizione, realizzati dai più importanti costruttori del settore, che verranno esposti al centro dell’area e accompagnati, con un proprio spazio espositivo, da tutte le realtà produttive che hanno fattivamente contribuito alla loro realizzazione. Saranno presenti quindi tutte le realtà che compongono la filiera: aziende che si occupano di prototipazione rapida, reverse engineering, processi di finitura (su nanosuperfici, shot peening), produttori di leghe di titanio, cobalto, super leghe, materiali a matrice metallica e polimerica, ceramica. «Ci è sembrato importante che Assomotoracing fosse presente all’appuntamento con MECSPE perché rappresenta Dalle Aziende una fiera di primaria importanza per l’intero comparto della meccanica specializzata - dichiara Alfonso Galvani, Presidente di Assomotoracing. Inoltre trovandosi in una posizione geografica strategica per la filiera della subfornitura delle auto e delle moto da competizione in Italia, MECSPE è soprattutto un’occasione per promuovere il confronto e l’incontro tra diverse realtà, favorendo il procedere dell’innovazione». «Lavorare in team e collaborare con più partner sono asset sempre più strategici per ottenere risultati efficienti soprattutto in tempi di crisi - dichiara Emilio Bianchi, Direttore di Senaf -. Per questo abbiamo deciso di strutturare anche la Piazza del Veicolo da Competizione in modo da mostrare e dimostrare ai visitatori come solo dalla cooperazione tra aziende con specializzazioni tra loro complementari e dall’esportazione delle innovazioni tecnologiche da un settore all’altro, si realizzino circoli virtuosi in grado di portare a risultati d’eccellenza». Tutte le informazioni sulla fiera su www.mecspe.com. PR Help Comunicazione d’Impresa Via Ripamonti, 137 - 20141 Milano Tel. 02 54123452 - Fax 02 54090230 e-mail: [email protected] www.prhelp.it Salgono a cinque i concorsi promossi dal settimo Seatec L’edizione targata 2009 del Seatec, settima Rassegna Internazionale di Tecnologie, Subfornitura e Design per Imbarcazioni, Yacht e Navi in programma a CarraraFiere dal 5 al 7 Febbraio prossimi, vede i concorsi, sempre più attesi e qualificati, ricoprire un ruolo assolutamente significativo nel ricco panorama degli eventi in calendario. Alla qualificata e sempre più vasta offerta espositiva del Seatec - la settima Rassegna Internazionale di Tecnologie, Subfornitura e Design per Imbarcazioni, Yacht e Navi in programma a CarraraFiere dal 5 al 7 Febbraio - si affianca un altrettanto interessante e quanto mai atteso calendario di concorsi. L’edizione targata 2009 ne conterà cinque: il sesto MYDA - Millennium Yacht Design Award -, la quindicesima Targa Rodolfo Bonetto, il terzo Abitare la Barca, il sesto Qualitec Technology Award e, novità del settimo Seatec, il primo Qualitec Design Award. Il filo conduttore resta, e non poteva essere altrimenti visti lo spessore e l’attualità dei temi, l’innovazione tecnologica in tutte le sue forme. Sesto MYDA - Millennium Yacht Design Award: il concorso internazionale di design di imbarcazioni da diporto a vela o a motore prevede che i partecipanti "Professionisti" ed "Esordienti" - concorrano presentando nuovi progetti di imbarcazioni da diporto completate per la parte progettuale, ma non ancora realizzate. Quindicesima Targa Rodolfo Bonetto: due categorie - Innovazione Tecnologica e Infrastrutture - per due rispettivi temi: “La barca piccola” (misura massima 12 metri), vela o motore, cabinata o non e “Il porto turistico”. Il bando è riservato agli studenti di qualsiasi età e nazionalità delle Facoltà di Architettura, Design e Design Industriale e delle Scuole di Design. Terzo Abitare la Barca: concorso di progettazione riservato agli studenti delle Facoltà di Architettura, Ingegneria Navale e Disegno Industriale, che svolgeranno in fiera il tema “La barca aperta, vela o motore, per l’acquisto o l’affitto, misura massima otto metri, con particolare attenzione, nella definizione configurale, al basso impatto ambientale”. Sesto Qualitec Technology Award: premio riservato alle aziende espositrici distintesi per il contributo sostanziale apportato allo sviluppo delle tecnologie innovative del settore. Primo Qualitec Design Award: premio riservato agli oggetti - componentistica e arredo - selezionati e proposti dalle aziende espositrici che meglio concorrono, nell'eccellenza del design, alla qualità della vita a bordo. CarraraFiere Viale G. Galilei, 133 54033 Marina di Carrara (MS) Tel. 0585 787963 - Fax 0585 787602 e-mail: [email protected] www.sea-tec.it Rettificatrice per elettrodi in tungsteno A seguito di un altro anno di grandi successi commerciali per Huntingdon Fusion Techniques Limited (HFT), le vendite delle rettificatrici per elettrodi in tungsteno hanno toccato vette mai rag- giunte. Mike Dunn, responsabile marketing della società, ha riferito di aver ricevuto ordini da tutto il mondo perché i clienti sono diventati più consapevoli dei vantaggi di questo utensile da officina con caratteristiche superiori e ne hanno sfruttato le diverse funzioni e i tanti vantaggi. Probabilmente il più importante tra questi è il motore a elevata potenza garantito a vita. Questo motore consente la rettifica degli elettrodi in tungsteno da 0.25 mm a 6 mm e oltre, se necessario, senza spegnersi o bruciarsi. Questo motore ad alta velocità utilizza un’alimentazione monofase di 110 V o 220 V a 50 Hz. Una caratteristica nuova nel design di HFT Techweld™ TEG-3 è la testa montata nella posizione a ore 6. In questo modo la polvere viene espulsa verso il basso, direttamente verso il punto di raccolta del vuoto, consentendo all’operatore di vedere chiaramente come procede la rettifica. TEG - 3 rettifica gli elettrodi in senso longitudinale per eliminare le linee che corrono lungo la circonferenza e le ondulazioni che fanno scattare e deviare l’arco, in modo da ottenere risultati identici e ripetibili, in particolare con la saldatura automatizzata. La forma della punta prodotta dalla rettificatrice consente il posizionamento preciso dell’arco per la saldatura manuale senza la creazione di archi e scintille che tipicamente si generano con le punte dalla forma scadente rettificate a mano. Una pinza a trazione in più collegata per il blocco di fissaggio consente l’affilatura di elettrodi corti fino a 12 mm di lunghezza. In dotazione con TEG -3 si riceve una mola diamantata molto solida e facilmente sostituibile. Le polveri pericolose vengono risucchiate nell’apposito sistema di estrazione disponibile come optional, sia insieme alla rettificatrice sia a parte per retrofitting successivo. Huntingdon Fusion Techniques Limited Stukeley Meadow - Burry Port Carmarthenshire - SA16 0BU (United Kingdom) Tel. +44 (0) 1 554 836836 Fax +44 (0) 1 554 836837 e-mail: [email protected] www.huntingdonfusion.com Riv. Ital. Saldatura - n. 6 - Novembre / Dicembre 2008 901 Centro Fiera del Garda Montichiari, Brescia 2 - 4 Aprile 2009 Organizzata da ADExpo Srl Platinum Sponsor Gold Sponsor Sede commerciale ed amministrativa: Via Brescia 117 - 25018 Montichiari, Brescia Tel. 030 9981045 - Fax 030 9981055 - [email protected] Sede legale: Viale della Mercanzia 142, Bl 2B, Gall. B - 40050 Funo Centergross, Bologna In collaborazione con: Edimet Spa w w w . a l u m o t i v e . i t Mostra Internazionale della Componentistica, della Subfornitura e delle Soluzioni Innovative in Alluminio, Metalli e Materiali Tecnologici per l’Industria dei Trasporti Notiziario Letteratura Tecnica High-Temperature Corrosion and Materials Applications Lai G.Y., Materials Park, OH (USA) 2007, 182X260 mm, 461 pagine, 13: 978-0-87170-853-3, $ 211.00 Scopo fondamentale del volume è quello di fornire una rassegna completa ed aggiornata sugli aspetti tecnologici e metallurgici, riguardanti il controllo della corrosione in tutti quei settori industriali che operano in condizioni di servizio ad alta temperatura. Gli argomenti trattati comprendono principalmente l’analisi delle reazioni termodinamiche dei processi di corrosione ed il loro impatto sull’andamento produttivo degli impianti operanti in condizioni severe di temperatura; fornisce inoltre un’interessante ed approfondita trattazione sui risultati ottenuti, in laboratorio ed in campo, sul comportamento di numerosi materiali, leghe ed acciai di particolare interesse pratico e scientifico per una appropriata scelta, in queste particolari condizioni. Dopo una breve introduzione sull’argomento, i numerosi capitoli riguardano: l’ossidazione, la nitrurazione, la carburizzazione, la corrosione da alogenuri e da zolfo, l’erosione e l’erosione/corrosione, la corrosione a caldo delle turbine a gas, la corrosione in caldareria, la criccabilità da tensocorrosione, la corrosione da sali fusi, l’infragilimento e la corrosione da metalli fusi ed infine l’attacco da idrogeno. ASM International, 9639 Kinsman Road, Materials Park OH 44073 (USA). Tel. +1 800 336 5352 Telefax +1 440 338 4634 http://www.asminternational.org Friction Stir Welding and Processing IV Rajiv S. M. et al., Warrendale, PA (USA) 2007, 230 x 150 mm, 472 pagine, ISBN 978-0-87339-661-5, $ 83.00 Il processo di saldatura “Friction Stir Welding” brevettato nel 1991 dal TWI (The Welding Institute) inglese, in questi ultimi 15 anni ha visto uno sviluppo tecnologico ed applicativo significativo, permettendo con la progettazione e la realizzazione di impianti altamente avanzati, l’impiego di questo, relativamente recente, processo di saldatura in molti campi industriali, impensabile sino a pochi anni fa. Questo volume raccoglie tutte le memorie presentate e discusse durante i lavori della quarta edizione del convegno internazionale, dedicato al “Friction Stir Welding”, organizzato dal “Forming Committee della Materials Processing & Manufacturing Division della TMS (The Minerals, Metals & Materials Society) ad Orlando (USA) nel Marzo del 2007. Il grande interesse e la folta partecipazione a questa manifestazione è stata la testimonianza diretta dell’importanza e del valore scientifico ed ingegneristico di questo processo di saldatura. Le 69 memorie, tutte interamente pubblicate nel volume, illustrano gli sviluppi più recenti e rilevanti; in particolare descrivono tutti gli aspetti del processo comprendendo: i principi fondamentali, le variabili del processo, il comportamento metallurgico e le caratteristiche microstrutturali, non solo della saldatura dell’alluminio e delle sue leghe, applicazione tipica del Friction Stir Welding, ma anche degli acciai tipici da costruzione e di altre leghe come ad esempio il titanio, dimostrando come questo processo di saldatura può ormai essere utilizzato in tutti i settori. Infine, alcuni documenti tracciano i risultati dei più recenti lavori di ricerca nel campo e forniscono un panorama esaustivo sul programma delle future attività di indagine, volte ad individuare meto- Riv. Ital. Saldatura - n. 6 - Novembre / Dicembre 2008 905 Notiziario dologie ed applicazioni sempre più avanzate allo scopo anche di migliorare e di ridurre i costi di gestione. The Minerals, Metals & Materials Society (TMS), 184 Thorn Hill Road, Warrendale PA 15086 (USA). Tel. +1 724-776-9000 Telefax +1 724-776-3770 http://www.tms.org Codici e Norme Norme nazionali Italia UNI EN 473 - Prove non distruttive Qualificazione e certificazione del personale addetto alle prove non distruttive - Principi generali (2008). UNI EN 506 - Prodotti di lastre metalliche per coperture - Specifiche per prodotti autoportanti di lastre di rame o zinco (2008). UNI EN 508-1 - Prodotti di lastre metalliche per coperture - Specifiche per prodotti autoportanti in lastre di acciaio, alluminio o acciaio inossidabile - Parte 1: Acciaio (2008). UNI EN 508-2 - Prodotti di lastre metalliche per coperture - Specifiche per prodotti autoportanti in lastre di acciaio, alluminio o acciaio inossidabile - Parte 2: Alluminio (2008). UNI EN 508-3 - Prodotti di lastre metalliche per coperture - Specifiche per prodotti autoportanti in lastre di acciaio, alluminio o acciaio inossidabile - Parte 3: Acciaio inossidabile (2008). UNI EN 1090-2 - Esecuzione di strutture di acciaio e di alluminio - Parte 2: Requisiti tecnici per strutture di acciaio (2008). UNI EN 10084 - Acciai da cementazione - Condizioni tecniche di fornitura (2008). UNI EN 10111 - Lamiere e nastri a basso tenore di carbonio laminati a caldo in continuo per formatura a freddo Condizioni tecniche di fornitura (2008). UNI EN 10340 - Getti di acciaio per impieghi strutturali (2008). UNI EN ISO 12732 - Corrosione dei metalli e loro leghe - Misurazione della riattivazione elettrochimica potenziocinetica con il metodo del doppio anello (basato sul metodo di Cihal) (2008). UNI EN 12020-2 - Alluminio e leghe di alluminio - Profilati di precisione estrusi di leghe EN AW-6060 e EN AW-6063 Parte 2: Tolleranze dimensionali e di forma (2008). UNI EN 13121-3 - Serbatoi e contenitori di materie plastiche rinforzate con fibre di vetro (PRFV) per utilizzi fuori terra - Parte 3: Progettazione e lavorazione (2008). UNI EN 14025 - Cisterne per il trasporto di merci pericolose - Cisterne metalliche a pressione - Progettazione e costruzione (2008). UNI EN ISO 15012-2 - Salute e sicurezza in saldatura e nelle tecniche affini Requisiti, prove e marcatura delle attrezzature per il filtraggio dell’aria - Parte 2: Determinazione della minima portata in volume d’aria necessaria per le bocche di captazione (2008). UNI EN ISO 15329 - Corrosione dei metalli e loro leghe - Prova anodica per la valutazione della suscettibilità alla corrosione intergranulare di leghe di alluminio trattabili a caldo (2008). UNI EN ISO 16151 - Corrosione dei metalli e loro leghe - Prove cicliche accelerate con esposizione a spruzzo salino acidificato, in condizioni di “Asciutto” e di “umido” (2008). UNI EN 1173 - Rame e leghe di rame Designazione dei materiali (2008). UNI EN ISO 16701 - Corrosione dei metalli e loro leghe - Corrosione in atmosfera artificiale - Prova di corrosione accelerata comprendente l’esposizione in condizioni controllate a cicli umidi con vaporizzazione intermittente di una soluzione salina (2008). UNI EN ISO 5817 - Saldatura - Giunti saldati per fusione di acciaio, nichel, titanio e loro leghe (esclusa la saldatura a fascio di energia) - Livelli di qualità delle imperfezioni (2008). UNI EN ISO 17081 - Metodo di misurazione della permeazione di idrogeno e di determinazione con una tecnica elettrochimica dell’assorbimento e del trasporto dell’idrogeno nei metalli (2008). UNI EN 1090-3 - Esecuzione di strutture di acciaio e di alluminio - Parte 3: Requisiti tecnici per le strutture di alluminio (2008). 906 Riv. Ital. Saldatura - n. 6 - Novembre / Dicembre 2008 USA API SPEC 12D - Specification for field welded tanks for storage of production liquids (2008). API SPEC 12F - Specification for shop welded tanks for storage of production liquids (2008). API RP 581 - Risk-based inspection technology (2008). ASTM A 312/A 312M - Standard specification for seamless, welded, and heavily cold worked austenitic stainless steel pipes (2008). ASTM A 456/A 456M - Standard specification for magnetic particle examination of large crankshaft forgings (2008). ASTM A 554 - Standard specification for welded stainless steel mechanical tubing (2008). ASTM A 709 - Specification for structural steel for bridges (2008). ASTM A 1008/A 1008M - Standard specification for steel, sheet, cold-rolled, carbon, structural, high-strength lowalloy, high-strength low-alloy with improved formability, solution hardened, and bake hardenable (2008). ASTM A 1018/A 1018M - Standard specification for steel, sheet and strip, heavy-thicknesscoils, hot-rolled, carbon, commercial, drawing, structural, highstrength low-alloy, high-strength lowalloy with improved formability, and ultra-high strength (2008). STM C 692 - Standard test method for evaluating the influence of thermal insulations on external stress corrosion cracking tendency of austenitic stainless steel (2008). AWS D1.2/D1.2M - Structural welding code - Aluminum (2008). Norme europee EN EN 485-2 - Aluminium and aluminium alloys - Sheet, strip and plate - Part 2: Mechanical properties (2008). Notiziario EN ISO 3834-5 - Quality requirements for fusion welding of metallic materials - Part 5: Documents with which it is necessary to conform to claim conformity to the quality requirements of ISO 3834-2, ISO 3834-3 or ISO 3834-4 (2008). EN 10213 - Steel castings for pressure purposes (2008). EN ISO 12004-1 - Metallic materials Sheet and strip - Determination of forming-limit curves - Part 1: Measurement and application of forming-limit diagrams in the press shop (2008). EN ISO 12004-2 - Metallic materials Sheet and strip - Determination of forming-limit curves - Part 2: Determination of forming-limit curves in the laboratory (2008). EN 12517-2 - Non-destructive testing of welds - Part 2: Evaluation of welded joints in aluminium and its alloys by radiography - Acceptance levels (2008). EN ISO 13680 - Petroleum and natural gas industries - Corrosion-resistant alloy seamless tubes for use as casing, tubing and coupling stock - Technical delivery conditions (2008). EN ISO 14113 - Gas welding equipment - Rubber and plastics hose and hose assemblies for use with industrial gases up to 450 bar (45 MPa) (2008). EN ISO 14172 - Welding consumables Covered electrodes for manual metal arc welding of nickel and nickel alloys Classification (2008). ISO 10952 - Plastics piping systems Glass-reinforced thermosetting plastics (GRP) pipes and fittings - Determination of the resistance to chemical attack for the inside of a section in a deflected condition (2008). ISO 11961 - Petroleum and natural gas industries - Steel drill pipe (2008). EN ISO 15548-1 - Non-destructive testing - Equipment for eddy current examination - Part 1: Instrument characteristics and verification (2008). ISO 13680 - Petroleum and natural gas industries - Corrosion-resistant alloy seamless tubes for use as casing, tubing and coupling stock - Technical delivery conditions (2008). EN ISO 15548-2 - Non-destructive testing - Equipment for eddy current examination - Part 2: Probe characteristics and verification (2008). ISO 14172 - Welding consumables Covered electrodes for manual metal arc welding of nickel and nickel alloys Classification (2008). EN ISO 15548-3 - Non-destructive testing - Equipment for eddy current examination - Part 3: System characteristics and verification (2008). ISO 24394 - Welding for aerospace applications - Qualification test for welders and welding operators - Fusion welding of metallic components (2008). Norme internazionali ISO ISO 3821 - Gas welding equipment Rubber hoses for welding, cutting and allied processes (2008). ISO 26304 - Welding consumables Solid wire electrodes, tubular cored electrodes and electrode-flux combinations for submerged arc welding of high strength steels - Classification (2008). ISO/TR 29381 - Metallic materials Measurement of mechanical properties by an instrumented indentation test - Indentation tensile properties (2008). Corsi IIS Luogo Data Titolo Mogliano Veneto (TV) 19-22/1/2009 Legnano (MI) 19-22/1/2009 Corso teorico-pratico di saldatura di tubi e/o raccordi di PE per il convogliamento di gas, acqua ed altri fluidi (UNI 9737) -- Genova 19-23/1/2009 Corso teorico di specializzazione sull’incollaggio (adhesive bonding) 40 Genova 19-23/1/2009 16-20/2/2009 16-20/3/2009 Corso per International Welding Engineer - Parte I Corso teorico-pratico di saldatura di tubi e/o raccordi di PE per il convogliamento di gas, acqua ed altri fluidi (UNI 9737) Ore -- Organizzatore Istituto Italiano della Saldatura - Divisione FOR Lungobisagno Istria, 15 - 16141 Genova Tel. 010 8341371 - Fax 010 8367780 - [email protected] -- Riv. Ital. Saldatura - n. 6 - Novembre / Dicembre 2008 907 Notiziario Corsi IIS (segue) Luogo Genova Data Titolo Ore 19-23/1/2009 16-20/2/2009 16-20/3/2009 Corso per International Welding Technologist - Parte I Genova 26-30/1/2009 Corso celere in saldatura 32 Messina 2-5/2/2009 Corso teorico-pratico di saldatura di tubi e/o raccordi di PE per il convogliamento di gas, acqua ed altri fluidi (UNI 9737) -- Legnano (MI) 2-6 e 16-20/2/2009 Corso per International Welding Technologist - Parte III - Fabbricazione 80 Legnano (MI) 2-6, 16-20 e 23-26/2/2009 Corso per International Welding Engineer - Parte III - Fabbricazione 110 Genova 9-10/2/2009 Corso per International Welding Specialist - Parte III - Progettazione e calcolo 18 Genova 9-12/2/2009 Corso teorico-pratico di saldatura di tubi e/o raccordi di PE per il convogliamento di gas, acqua ed altri fluidi (UNI 9737) -- Genova 9-13/2/2009 Corso teorico-pratico per operatori sull’incollaggio (European Adhesive Bonder) 40 Genova 11-13/2/2009 9-13/3/2009 Corso per International Welding Specialist - Parte III - Fabbricazione 53 Genova Marzo-Giugno 2009 Corso per International Welding Engineer - Parti I e II - Corso di Specializzazione -- Legnano (MI) Marzo-Giugno 2009 Corso per International Welding Engineer - Parti I e II - Corso di Specializzazione -- Mogliano Veneto (TV) Marzo-Giugno 2009 Corso per International Welding Engineer - Parti I e II - Corso di Specializzazione -- Genova Marzo-Giugno 2009 Corso per International Welding Technologist - Parti I e II Corso di Specializzazione -- Legnano (MI) Marzo-Giugno 2009 Corso per International Welding Technologist - Parti I e II Corso di Specializzazione -- Mogliano Veneto (TV) Marzo-Giugno 2009 Corso per International Welding Technologist - Parti I e II Corso di Specializzazione -- -- Genova 9-12/3/2009 Corso teorico-pratico di saldatura di tubi e/o raccordi di PE per il convogliamento di gas, acqua ed altri fluidi (UNI 9737) -- Mogliano Veneto (TV) 16-19/3/2009 Corso teorico-pratico di saldatura di tubi e/o raccordi di PE per il convogliamento di gas, acqua ed altri fluidi (UNI 9737) -- Roma 17-20/3/2009 Corso teorico-pratico di saldatura di tubi e/o raccordi di PE per il convogliamento di gas, acqua ed altri fluidi (UNI 9737) -- Genova 23-24/3/2009 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) 23-26/3/2009 Corso teorico-pratico di saldatura di tubi e/o raccordi di PE per il convogliamento di gas, acqua ed altri fluidi (UNI 9737) -- Legnano (MI) 23-27/3/2009 Corso celere in saldatura 908 Riv. Ital. Saldatura - n. 6 - Novembre / Dicembre 2008 32 Organizzatore Notiziario Corsi di qualificazione per personale addetto alle PND di livello 1, 2 e 3 Esame visivo (VT) Genova 19-20/1/2009 Modulo Specifico saldatura per livello 2 UNI EN 473/ISO 9712 12 Priolo (SR) 20-21/1/2009 Modulo di Base per livello 2 UNI EN 473/ISO 9712 16 Priolo (SR) 22/1/2009 Modulo di Metodo per livello 2 UNI EN 473/ISO 9712 8 Mogliano Veneto (TV) 27-28/1/2009 Modulo di Base per livello 2 UNI EN 473/ISO 9712 16 Priolo (SR) 27-28/1/2009 Modulo Specifico saldatura per livello 2 UNI EN 473/ISO 9712 12 Mogliano Veneto (TV) 29/1/2009 Modulo di Metodo per livello 2 UNI EN 473/ISO 9712 8 Legnano (MI) 3-4/2/2009 Modulo Specifico saldatura per livello 2 UNI EN 473/ISO 9712 12 Legnano (MI) 10-11/2/2009 Modulo di Base per livello 2 UNI EN 473/ISO 9712 16 Legnano (MI) 12/2/2009 Modulo di Metodo per livello 2 UNI EN 473/ISO 9712 8 Modulo Specifico saldatura per livello 2 UNI EN 473/ISO 9712 12 Modulo di Base per livello 2 UNI EN 473/ISO 9712 16 Modulo di Metodo per livello 2 UNI EN 473/ISO 9712 8 Mogliano Veneto (TV) 26-27/2/2009 Genova 3-4/3/2009 Genova 5/3/2009 Esame radiografico (RT) Priolo (SR) 20-21/1/2009 Modulo di Base per livello 2 UNI EN 473/ISO 9712 16 Mogliano Veneto (TV) 27-28/1/2009 Modulo di Base per livello 2 UNI EN 473/ISO 9712 16 Modulo di Metodo per livello 2 UNI EN 473/ISO 9712 24 Genova 3-5/2/2009 Legnano (MI) 10-11/2/2009 Modulo di Base per livello 2 UNI EN 473/ISO 9712 16 Genova 24-27/2/2009 Modulo Specifico Operatore Tecniche Convenzionali per livello 2 UNI EN 473/ISO 9712 32 Genova 3-4/3/2009 Modulo di Base per livello 2 UNI EN 473/ISO 9712 16 Legnano (MI) 10-12/3/2009 Modulo di Metodo per livello 2 UNI EN 473/ISO 9712 24 Genova 24-27/3/2009 Modulo Specifico Operatore Tecniche Speciali per livello 2 UNI EN 473/ISO 9712 32 Esame ultrasonoro (UT) Priolo (SR) 20-21/1/2009 Modulo di Base per livello 2 UNI EN 473/ISO 9712 16 Mogliano Veneto (TV) 27-28/1/2009 Modulo di Base per livello 2 UNI EN 473/ISO 9712 16 Legnano (MI) 10-11/2/2009 Modulo di Base per livello 2 UNI EN 473/ISO 9712 16 Genova 10-12/2/2009 Modulo di Metodo per livello 2 UNI EN 473/ISO 9712 24 Genova 17-20/2/2009 Modulo Specifico Operatore Tecniche Convenzionali per livello 2 UNI EN 473/ISO 9712 32 Genova 3-4/3/2009 Modulo di Base per livello 2 UNI EN 473/ISO 9712 16 Legnano (MI) 3-5/3/2009 Modulo di Metodo per livello 2 UNI EN 473/ISO 9712 24 17-19/3/2009 Modulo di Metodo per livello 2 UNI EN 473/ISO 9712 24 Mogliano Veneto (TV) Riv. Ital. Saldatura - n. 6 - Novembre / Dicembre 2008 909 Notiziario Corsi di qualificazione, ecc (segue) Esame con particelle magnetiche (MT) Priolo (SR) 20-21/1/2009 Modulo di Base per livello 2 UNI EN 473/ISO 9712 16 Genova 21-22/1/2009 Modulo di Metodo per livello 2 UNI EN 473/ISO 9712 16 Mogliano Veneto (TV) 27-28/1/2009 Modulo di Base per livello 2 UNI EN 473/ISO 9712 16 Legnano (MI) 10-11/2/2009 Modulo di Base per livello 2 UNI EN 473/ISO 9712 16 Mogliano Veneto (TV) 17-18/2/2009 Modulo di Metodo per livello 2 UNI EN 473/ISO 9712 16 Modulo di Base per livello 2 UNI EN 473/ISO 9712 16 Modulo di Metodo per livello 2 UNI EN 473/ISO 9712 16 Genova 3-4/3/2009 Priolo (SR) 10-11/3/2009 Esame con liquidi penetranti (PT) Priolo (SR) 20-21/1/2009 Modulo di Base per livello 2 UNI EN 473/ISO 9712 16 Mogliano Veneto (TV) 27-28/1/2009 Modulo di Base per livello 2 UNI EN 473/ISO 9712 16 Modulo di Metodo per livello 2 UNI EN 473/ISO 9712 16 Genova 5-6/2/2009 Legnano (MI) 10-11/2/2009 Modulo di Base per livello 2 UNI EN 473/ISO 9712 16 Mogliano Veneto (TV) 19-20/2/2009 Modulo di Metodo per livello 2 UNI EN 473/ISO 9712 16 Modulo di Base per livello 2 UNI EN 473/ISO 9712 16 Modulo di Metodo per livello 2 UNI EN 473/ISO 9712 16 Genova 3-4/3/2009 Priolo (SR) 17-18/3/2009 Esame per rivelazione di fughe (LT) Genova 31/3/2009 Modulo di Metodo per livello 2 UNI EN 473/ISO 9712 8 Corsi di altre Società Luogo Data Titolo Organizzatore Milano 26/1/2009 Validazione dei metodi di prova e delle procedure di taratura (nelle prove chimiche e microbiologiche) ANGQ (Roma) Tel. 06 5915028; fax 06 5914834 [email protected] Bologna 26/1/2009 La Direttiva Macchine: marcatura CE e progettazione meccanica CERMET - Servizio Formazione (Bologna) Tel. 051 764811; fax 051 764902 [email protected] Milano 26/1-6/2/2009 Programma di addestramento raccomandato per l’esame di ultrasuoni di 2° livello secondo EN 473 CND Studio Sas di Gino FABBRI & C. (Milano) Tel. 02 341649; fax 02 341205 [email protected] Milano 27/1/2009 Calcolo dell’incertezza di misura nelle prove chimiche ANGQ (Roma) Tel. 06 5915028; fax 06 5914834 [email protected] Napoli 28-30/1/2009 Corso pratico sull’interpretazione e l’applicazione della norma UNI EN ISO 9001: 2008 AICQ-M (Napoli) Tel. 081 2396503; fax 081 6174615 [email protected] 910 Riv. Ital. Saldatura - n. 6 - Novembre / Dicembre 2008 Notiziario Corsi di altre Società (segue) Luogo Data Titolo Organizzatore Torino Bologna Roma 3-4/2/2009 12-13/2/2009 12-13/2/2009 Le ISO 9000:2008: come gestire i processi, la documentazione e le performance aziendali CERMET - Servizio Formazione (Torino) Tel. 011 2258681; fax 011 2258680 [email protected] CERMET - Servizio Formazione (Bologna) Tel. 051 764811; fax 051 764902 [email protected] CERMET - Servizio Formazione (Roma) Tel. 06 7626001; fax 06 76968124 [email protected] Milano 9-13/2/2009 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] Napoli 10/2/2009 Corso per addetti e responsabili della sicurezza AICQ-M (Napoli) Tel. 081 2396503; fax 081 6174615 [email protected] Bologna 11-12/2/2009 Il sistema di gestione della sicurezza nelle aziende con pericoli di incidenti rilevanti AICQ Emilia Romagna (Bologna) Tel. 051 2960294; fax 051 0544854 Milano 16-20/2/2009 Programma di addestramento raccomandato per l’esame visivo di 2° livello secondo EN 473 CND Studio Sas di Gino FABBRI & C. (Milano) Tel. 02 341649; fax 02 341205 [email protected] Bologna Torino Roma 17-18/2/2009 23-24/2/2009 24-25/2/2009 Auditor interno del sistema gestione qualità CERMET - Servizio Formazione (Bologna) Tel. 051 764811; fax 051 764902 [email protected] CERMET - Servizio Formazione (Torino) Tel. 011 2258681; fax 011 2258680 [email protected] CERMET - Servizio Formazione (Roma) Tel. 06 7626001; fax 06 76968124 [email protected] Bologna 19-20/2/2009 Taratura pratica degli strumenti di misura CERMET - Servizio Formazione (Bologna) Tel. 051 764811; fax 051 764902 [email protected] Torino 23-24/2/2009 I contenuti della nuova ISO 9001:2008 in una prospettiva applicativa AICQ Piemonte (Torino) Tel. 011 5183220; fax 011 537964 [email protected] Milano 2-13/3/2009 Programma di addestramento raccomandato per l’esame di radiografia di 2° livello secondo EN 473 CND Studio Sas di Gino FABBRI & C. (Milano) Tel. 02 341649; fax 02 341205 [email protected] Bologna 10-11/3/2009 Qualità e sicurezza nei laboratori di prova AICQ Emilia Romagna (Bologna) Tel. 051 2960294; fax 051 0544854 Roma Torino 11/3/2009 25/3/2009 Auditor interno del sistema di gestione ambientale CERMET - Servizio Formazione (Roma) Tel. 06 7626001; fax 06 76968124 [email protected] CERMET - Servizio Formazione (Torino) Tel. 011 2258681; fax 011 2258680 [email protected] La norma UNI CEI EN ISO/IEC 17025 AQM (Provaglio d’Iseo - BS) Tel. 030 9291781; fax 030 9291782 [email protected] La metrologia e la gestione della strumentazione di misura in ambito ISO 9000:2000 AICQ-M (Napoli) Tel. 081 2396503; fax 081 6174615 [email protected] Il sistema di gestione della sicurezza AQM (Provaglio d’Iseo - BS) Tel. 030 9291781; fax 030 9291782 [email protected] Provaglio d’Iseo (BS) Napoli Provaglio d’Iseo (BS) 11,13,18,20,25 e 27/3/2009 1/4/2009 12-13/3/2009 19 e 26/3/2009 2, 9 e 16/4/2009 Riv. Ital. Saldatura - n. 6 - Novembre / Dicembre 2008 911 Notiziario Mostre e Convegni Luogo Data Titolo 28-30/1/2009 1st Int’l Automotive Electronics Technology Expo Reed Exhibitions Japan Ltd (Tokyo - J) Tel. +81 3 3349 8502; fax +81 3 3349 4900 [email protected] Marina di Carrara (MS) 5-7/2/2009 SEATEC - 7a Rassegna Internazionale di Tecnologie, Subfornitura e Design per Imbarcazioni, Yacht e Navi CarraraFiere (Marina di Carrara - MS) Tel. 0585 787963; fax 0585 787602 [email protected] Padova 6-9/2/2009 VENMEC - Salone delle Tecnologie Meccaniche per l’Industria PadovaFiere SpA (Padova) Tel. 049 840594; fax 049 840570 [email protected] Berlino (Germania) 2-3/3/2009 10th International Aluminium Recycling Congress OEA (Düsseldorf - D) Tel. +49 211 451933; fax +49 211 431009 [email protected] Barcellona (Spagna) 10-13/3/2009 40° Simposio Internazionale sulla Robotica Fira de Barcelona (Barcelona - E) Tel. +34 93 2332541; fax: +34 93 2332198 [email protected] Monaco di Baviera (Germania) 11-14/3/2009 METALL München - European Trade Fair for Metal Working in Industry and Trade GHM (München - D) Tel. +49 089 94955160; fax +49 089 94955169 [email protected] Brescia 18-20/3/2009 Made in Steel 2009 Made in Steel Srl (Flero - BS) Tel. 030 2548520; fax 030 2549833 [email protected] Parma 19-21/3/2009 MECSPE - Salone della meccanica specializzata SENAF (Milano) Tel. 02 3320391; fax 02 39005289 [email protected] Parma 19-21/3/2009 EUROSTAMPI - Fiera internazionale del mondo degli stampi SENAF (Milano) Tel. 02 3320391; fax 02 39005289 [email protected] Parma 19-21/3/2009 SUBFORNITURA - Salone delle lavorazioni industriali per conto terzi SENAF (Milano) Tel. 02 3320391; fax 02 39005289 [email protected] Parma 19-21/3/2009 CONTROL ITALY - Fiera specializzata per l’assicurazione della qualità SENAF (Milano) Tel. 02 3320391; fax 02 39005289 [email protected] Parma 19-21/3/2009 MOTEK ITALY - Fiera specializzata per la tecnologia di montaggio, assemblaggio e manipolazione SENAF (Milano) Tel. 02 3320391; fax 02 39005289 [email protected] Parma 19-21/3/2009 PLASTIX EXPO - Fiera specializzata per la lavorazione delle materie plastiche SENAF (Milano) Tel. 02 3320391; fax 02 39005289 [email protected] Rho (MI) 24-28/3/2009 PLAST 2009 - Salone internazionale delle materie plastiche e della gomma Promaplast srl (Assago - MI) Tel. 02 8228371; fax 02 57512490 [email protected] Kielce (Polonia) 25-27/3/2009 STOM - Tecnologia e Lavorazione dei Metalli Targi Kielce (Kielce - PL) Tel. +48 41 3651220; fax +48 41 3456261 [email protected] Dubai (Emirati Arabi Uniti) 29-31/3/2009 Aluminium Dubai 2009 Reed Exhibitions Deutschland GmbH (Düsseldorf - D) Tel. +49 211 90191265; fax +49 211 90191193 [email protected] Tokyo (Giappone) 912 Riv. Ital. Saldatura - n. 6 - Novembre / Dicembre 2008 Organizzatore ASPIRMIG Welding&Safety Web: www.aspirmig.com E-mail: [email protected] ......la saldatura senza fumo ASPIRMIG srl Ricerche Bibliografiche Dati IIS-Data Saldatura laser (2008) Numerical welding simulation of an aluminium automotive component (IIW-1818-07, ex-doc. X-1599-06) di SIEGELE D. et al. «Weld. World», Gennaio-Febbraio 2008, pp. 27-33. Analisi con elementi finiti; apporto termico specifico; carrozzeria di autoveicoli; deformazione; distorsione; generatori di corrente per saldatura; industria automobilistica; leghe d’alluminio; metalli leggeri; modelli di calcolo; provini, saggi; saldatura laser; simulazione; tensioni residue. Simulation of quasi-simultaneous and simultaneous laser welding (IIW-1815-07, ex-doc. XVI-857-06) di WILKE L. et al. «Weld. World», Gennaio-Febbraio 2008, pp. 56-66. Analisi con elementi finiti; calcolo; condizioni di processo; confronti; materie plastiche; materie plastiche termoplastiche; modelli di calcolo; parametri di processo; saldatura laser; simulazione. Effects of temporal pulse shaping on cracking susceptibility of 6061 - T6 aluminum Nd:YAG laser welds di ZHANG J. et al. «Wdg. J.», Gennaio 2008, pp. 18s-30s. Apparecchiature elettroniche; criccabilità a caldo; criccabilità di ritiro; cricche di liquazione; fattori di influenza; impulsi; laser YAG; leghe Al-Mg-Si; leghe d’alluminio; metallografia; microstruttura; parametri di processo; saldabilità; saldatura guaine di contenimento; saldatura laser. Laser cladding basics di PENN W. «Wdg. J.», Febbraio 2008, pp. 47-51. Applicazioni; bagno di fusione; fascio laser; materiali d’apporto; placcatura; proprietà termiche; riparazione; saldatura laser. Saldabilità al fascio laser di leghe alluminio-magnesio per l’industria navale di BRANDIZZI M. et al. «Lamiera», Marzo 2008, pp. 102-110. Costruzioni navali; durezza; laser CO2; leghe Al-Mg; leghe d’alluminio; proprietà meccaniche; prove di durezza; prove di saldabilità; prove di trazione; prove meccaniche; saldabilità; saldatura laser. Qualification of Nd:YAG and CO 2 laser plasma hybrid welding with filler material powder di STELLING K. et al. «Sudura», Gennaio-Marzo 2008, pp. 5-10. Acciai inossidabili austenitici; inconel; laser CO 2 ; laser YAG; leghe di nichel; materiali d’apporto; parametri di processo; polvere; procedimenti combinati; saldatura al plasma; saldatura laser. Application of laser welding to stainless steel light rail vehicle di CERRONE C. et al. «Weld. World», Luglio-Agosto 2008, pp. 27-32. Acciai inossidabili; acciai inossidabili austenitici; confronti; materiale rotabile; proprietà meccaniche; prove di fatica; prove meccaniche; resistenza a fatica; saldatura a fascio di fotoni; saldatura a resistenza; saldatura a resistenza a punti; saldatura laser; saldatura mediante energia di radiazioni; terre rare; vetture ferroviarie. Share of spot welding and other joining methods in automotive production di JANOTA M. e NEUMANN H. «Weld. World», Marzo-Aprile 2008, pp. 12-16. Brasatura forte; brasatura forte laser; industria automobilistica; saldatura a fascio di fotoni; saldatura a resistenza; saldatura a resistenza a punti; saldatura a rilievi; saldatura ad arco; saldatura con filo fusibile in gas protettivo; saldatura dei prigionieri; saldatura in gas protettivo; saldatura laser; saldatura MAG; saldatura mediante energia di radiazioni; saldatura MIG. Reduction cracking in laser welding using hypereutectic AISI filler wire di VOLLERTSEN F. et al. «Weld. World», MaggioGiugno 2008, pp. 3-8. Criccabilità; criccabilità a caldo; criccabilità di ritiro; fili pieni; leghe Al-Si; leghe d’alluminio; materiali d’apporto; metalli leggeri; metodi di rivestimento; prove meccaniche; saldatura a fascio di fotoni; saldatura laser; saldatura mediante energia di radiazioni; spruzzatura a caldo. Riv. Ital. Saldatura - n. 6 - Novembre / Dicembre 2008 915 Ricerche Bibliografiche Pulsed laser micro-welding in industrial applications di BIRDEANU V. «Sudura», Gennaio-Marzo 2008, pp. 12-19. Applicazioni; componenti; impulsi; microgiunzione; parametri di processo; saldatura laser; tantalio. Humping effect in welding of steel with single-mode fibre laser di THOMY C. et al. «Weld. World», Maggio-Giugno 2008, pp. 9-18. Acciai inossidabili; acciai inossidabili austenitici; difetti di penetrazione; fascio laser; fattori di influenza; fibre; modelli di calcolo; parametri di processo; penetrazione; saldatura a fascio di fotoni; saldatura laser; saldatura mediante energia di radiazioni; tensione superficiale; velocità. Panorama sulle applicazioni laser nel campo aeronautico di PENASA M. «Riv. Sald.», Gennaio-Febbraio 2008, pp. 43-53. Fascio laser; foratura; lavorazione dei metalli; leghe d’alluminio; leghe di nichel; leghe di titanio; martellatura laser; recensione, rassegna; saldatura laser; strutture aerospaziali. Una unità di misura per il calcolo dell’efficienza nel processo di saldatura a laser: il Dau di DAURELIO G. «Riv. Sald.», Maggio-Giugno 2008, pp. 387-399. Fascio laser; laser CO 2 ; laser YAG; produttività; saldatura laser; unità di misura. Zinc transport phenomena in laser welding of coated sheet steel in overlap configuration di PIETERS R.R.G.M. et al. «Weld. World», Luglio-Agosto 2008, pp. 33-41. Acciai zincati; deposito ad immersione a caldo; distacco tra i lembi; giunti a sovrapposizione; lamierini; porosità; preparazione dei giunti; rivestimenti; saldatura a fascio di fotoni; saldatura laser; saldatura mediante energia di radiazioni; spessore; zinco. Analysis of different laser welding processes for joining hardmetals to steel di MIRANDA R.M. et al. «Weld. World», Luglio-Agosto 2008, pp. 42-51. Acciai; acciai ad alta resistenza; analisi con elementi finiti; materiali dissimili; microstruttura; modelli di calcolo; parametri di processo; proprietà meccaniche; saldatura a fascio di fotoni; saldatura laser; saldatura mediante energia di radiazioni. Laser and laser-MAG hybrid welding of high strength steel using fiber laser and CO 2 laser di ZHONGJIE L. et al. «Weld. Int.», Gennaio 2008, pp. 23-28. Acciai ad alta resistenza; acciai basso-legati; apparecchiature; fattori di influenza; forma della saldatura; laser CO 2 ; laser YAG; parametri di processo; penetrazione; procedimenti combinati; proprietà meccaniche; saldatura laser; saldatura MAG. Modern methods of laser-welding of plastics di WEGLOWSKA A. «Weld. Int.», Febbraio 2008, pp. 100-104. Laser a diodo; laser CO 2; laser YAG; materie plastiche; materie plastiche termoplastiche; saldatura laser. Examples of metal and resin processing using high power diode lasers di ISOBE Y. «Weld. Int.», Febbraio 2008, pp. 105-109. Acciai; acciai inossidabili austenitici; apparecchiature; confronti; fascio laser; incollaggio; laser a diodo; materiali dissimili; materie plastiche; materie plastiche termoplastiche; poliammide; proprietà meccaniche; prove meccaniche; saldatura ad ultrasuoni; saldatura laser. Welding and joining of advanced materials di TSUKAMOTO S. et al. «Weld. Int.», Marzo 2008, pp. 148-151. Brasatura forte; congressi; Giappone; materiali ceramici; materiali compositi a matrice metallica; materiali dissimili; ricerche e sviluppo; saldatura laser; saldatura TIG. Technical gases in light alloys di BOSCHINI M. e MAGNABOSCO B. «Weld. Int.», Marzo 2008, pp. 158-162. Conduttività termica; fumi; gas di protezione; metalli leggeri; miscela; proprietà fisiche; saldatura ad attrito con utensile in movimento; saldatura al plasma; saldatura laser; saldatura MIG; saldatura TIG; salute e sicurezza. Study on heat efficiency of laser-TIG double-side welding di YUGANG M. et al. «China Weld.», Gennaio-Giugno 2008, pp. 64-70. Apporto termico specifico; leghe d’alluminio; procedimenti combinati; produttività; saldatura da due lati; saldatura laser; saldatura TIG. NOTE PER UN CORRETTO UTILIZZO DELLE UNITÀ DI MISURA DEL SISTEMA INTERNAZIONALE SI - I nomi delle unità di misura vanno sempre scritti in carattere minuscolo, privi di accenti o altri segni grafici. - I nomi delle unità di misura non hanno plurale eccetto: metro, kilogrammo, secondo, candela, radiante. - I simboli delle unità di misura devono essere scritti in minuscolo tranne quelli derivanti da nomi propri di persona che vanno scritti con la prima lettera maiuscola. L'unica eccezione è permessa per il litro dove è accettabile sia la “l” minuscola che la “L” maiuscola. - I simboli non devono essere seguiti dal punto, salvo che si trovino a fine periodo. - I simboli devono sempre seguire i valori numerici. - Il prodotto di due o più unità va indicato con un punto a metà altezza o con un piccolo spazio tra i simboli. - Il quoziente tra due unità va indicato con una barra obliqua o con esponenti negativi. - L'unità se non accompagna la relativa misura deve essere espressa con il suo nome e non con il simbolo. 916 Riv. Ital. Saldatura - n. 6 - Novembre / Dicembre 2008 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 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 Stainless Steel Engineering Sudura Surface Svar. Proiz. Sveiseteknikk Svetsaren Svetsen Tech. Soud. NDT Testing Tech. Rev. Techn. Uberw. Qualidade Tec. Tra. Mare Tec. Mare Teknos Br. Nondestr. European NDT Journal PVP Corrosion Paton Weld. J. TWI Journal Weld. Innovation TIN Trans. JWRI Trans. JWS Trans. NRIM Ultrasonics Unificazione Università Unsider Var. Teh. – Weld. Joining Weld. J. Europe Welding Weld. Des. Weld. World Weld. Int. Wdg. J. Weld. Prod. Weld. Rev. WRC Bulletin WRI J. Zavarivac Zavarivanje Zavariv. Zincatura ZIS Zis Zvaracske Zváranie Riv. Ital. Saldatura - n. 6 - Novembre / Dicembre 2008 917 200.000 volte informati Il sistema di informazione e di marketing messo a punto da Com-Media S.r.l. per lo sviluppo dell’industria idrica e del gas viene utilizzato ogni anno da oltre 200.000 operatori italiani ed esteri Il portale internet www.watergas.it con oltre 200.000 visitatori annui è lo strumento di informazione e lavoro per tutti gli operatori interessati allo sviluppo dell’industria dell’acqua e del gas in Italia; Gli annuari AcquAgenda e GasAgenda con una diffusione di 7500 e 5000 copie rispettivamente, sono la versione stampata che contiene tutti i dati presenti sul portale www.watergas.it per una consultazione rapida e sempre disponibile; Le banche dati dei gestori italiani dell’industria idrica e del gas sono lo strumento per trasformare la visibilità offerta dagli annuari e del portale internet in programmazione dell’attività di marketing e sviluppo dei contatti. 700 aziende che offrono prodotti e servizi per la progettazione, costruzione e gestione delle reti e degli impianti per l’industria dell’acqua e del gas già utilizzano gli strumenti del sistema informativo di Com-Media per mantenere o attivare i contatti con i propri clienti attuali e potenziali. La tua azienda è già presente nell’elenco dei “Prodotti e Fornitori” di www.watergas.it ? Inserire i dati di contatto della tua azienda e abbinarli alle categorie dei prodotti offerti è facile, libero e gratuito. La tua azienda è già presente sugli annuari di Com-Media o ha mai usato i censimenti dei gestori delle reti idriche e gas? Questi e altri strumenti per dare visibilità alla tua azienda e per creare le condizioni favorevoli allo sviluppo della tua attività commerciale sono disponibili a tariffe particolarmente convenienti. watergas.it LA COMUNITA’ ON LI N E D EI T EC N I C I P RO F E SSIO NISTI DELL’INDUSTRI A I TALI A N A D EL GA S E DE L L’ A CQ UA Com-Media S.r.l. - via Serio, 16 - 20139 Milano (MI) - Tel. 02 56810171- Fax 02 56810131 - [email protected] - www.watergas.it Il repertorio delle pagine dei vari numeri è il seguente: Numero 1 pagg. 1 - 158 « 2 « 159 - 304 « 3 « 305 - 456 « 4 « 457 - 604 « 5 « 605 - 752 « 6 « 753 - 924 Indice 2008 La cifra in grassetto indica il numero della Rivista. EDITORIALE • Ritorno a casa?, 1, 24. • Globalizzazione e nuovo colbertismo, 2, 178. • La fattoria degli animali, 3, 324. • Sicurezza e lavoro, 4, 478. • Gli allegri compagni della foresta, 5, 624. • 1000, 6, 772. • Applicazione industriale per la nastratura ad alto rendimento con acciai austenitici ad alto tenore di molibdeno (L. Possenti, A. Volpi, G. Gallazzi), 2, 203-213. • Influenza dei parametri del processo di brasatura sulle caratteristiche microstrutturali di giunti in leghe di rame (M. Merlin et al.), 2, 217-227. • Saldatura EBW di 4 differenti tipologie di contatti a radiofrequenza per il “Large Hadron Collider” (LHC) del CERN (G. Barbieri, F. Cognini, M. Moncada), 2, 231-239. • La metallografia ottica nello studio di cricche e tensioni nei giunti saldati (P. Piccardo, R. Amendola), 2, 243-249. ARTICOLI • Panorama sulle applicazioni laser nel campo aeronautico (M. Penasa), 1, 43-53. • L’approccio RBI nel contesto delle verifiche periodiche di legge (G. Canale), 3, 343-347. • Panoramica su applicazioni e problematiche legate all’impiego di acciai austeno-ferritici e di leghe di alluminio nelle strutture saldate (S. Botta, F. Masetti, S. Scanavino), 1, 57-68. • Il processo di saldatura TIG Key-hole: una valida alternativa per la giunzione di materiali pregiati (C. Rosellini, L. Jarvis), 3, 351-356. • • Sistema di brasatura a induzione per giunzione di conduttori raffreddati (A. Laurenti et al.), 1, 71-77. Materiali d’apporto per la saldatura di serbatoi LNG in acciaio al 9% nickel (S. Angelotti, P. van Erk), 3, 359-368. • • Acciai basso legati per la produzione di energia: i giunti dissimili (G. Cumino et al.), 1, 81-88. Uso innovativo del basso apporto termico in saldatura: esperienze sul “Cladding” e brasatura col processo CMT® (G. Lorenzin, G. Rutili), 3, 373-383. • Resistenza a fatica di strutture saldate in leghe di alluminio (B. Atzori, B. Rossi), 1, 93-102. • Una unità di misura per il calcolo dell’efficienza nel processo di saldatura a laser: il Dau (G. Daurelio), 3, 387-399. • Il processo Synchronized Tandem Wire Welding applicato alla saldatura di lamiere strutturali (M. Fersini, S. Matera), 2, 181-189. • Definizione dell’intervallo di test per le valvole di sicurezza: una analisi risk based per l’art. 10 del D.M. 329 (R. Cozza, P. Leone, M. Serra), 4, 481-485. • Esperienze nell’ispezione e nella manutenzione di serbatoi di stoccaggio di prodotti petroliferi (F. Bresciani, F. Peri), 2, 191-200. • Confronto tra saldatura SAW e Laser applicate a strutture in duplex per ponti (S. Sorrentino, M. Fersini, G. Zilli), 4, 487-498. Riv. Ital. Saldatura - n. 6 - Novembre / Dicembre 2008 919 Indice 2008 • Friction Stir Welding sui pannelli sandwich acciaio / alluminio (S. Mueller, L.M. Volpone), 4, 503-508. • Notes on power efficiency in welding (Select Committee “Environment”), 2, 253-256. • Saldatura in arco sommerso Tandem Twin (A. Lord, A. Eriksson, F. Vago), 4, 511-515. • Suitable corrosion test methods for stainless steel welds (B. Holmberg, A. Bergquist), 3, 403-407. • Orientamenti ed evoluzioni nella tipologia delle fasi dure da impiegare nei depositi di brasatura contro l’abrasione (M. Azzoni), 4, 519-528. • Effect of various factors on toughness in P92 SAW weld metal (C. Chovet, E. Galand, B. Leduey), 4, 547-553. • Extract from the Annual Report 2007, 5, 695-702. • Caratteristiche dei prodotti siderurgici impiegati per la costruzione delle linee ferroviarie (M. Raspolli, R. Bucci), 4, 533-543. • Welding of the high grade pipeline-steel X80 and description of different pipeline-projects (S. Felber), 6, 843-865. • I generatori AC/DC con il controllo della forma d’onda: l’innovazione nella saldatura ad arco sommerso (G. Pedrazzo, C.A. Barone, G. Rutili), 5, 627-633. IIS DIDATTICA • Qualificazione e verifica dei prodotti per il controllo con liquidi penetranti, 1, 115-121. • Viblade™: Friction Stir Welding per materiali plastici (A. Scialpi et al.), 5, 635-643. • Introduzione alle principali strutture cristalline dei metalli puri, 2, 261-264. • Metodi e soluzioni per unire lamiere di materiali metallici diversi tramite arco voltaico (J.P. Bergmann et al.), 5, 647-654. • Metallurgia e saldabilità degli acciai zincati, 3, 411-416. • Gli strappi lamellari, 4, 557-560. • Principi per lo studio dei costi di saldatura, 5, 705-711. • La saldatura ad arco elettrico delle leghe di alluminio con protezione gassosa, 6, 869-878. • Ponti in duplex: risultati di un progetto di ricerca europeo (E. Maiorana), 5, 657-668. • Applicazione dell’approccio “structural stress” ad un giunto saldato di geometria complessa (C.M. Rizzo, M. Codda), 5, 673-683. • Correlation between GMAW process and weld quality parameters: a neural network approach applied in the automotive industry (F.A. Reyes-Valdés et al.), 5, 687-692. • Applicazioni delle nuove sorgenti laser in fibra alla lavorazione di acciai altoresistenziali per il settore automotive (E. Capello, D. Colombo, B. Previtali), 6, 793-802. • Applicazione del processo di saldatura ad elettroscoria per la placcatura interna di apparecchi a pressione (F. Foroni et al.), 6, 805-815. • La costruzione del template per la gigantesca piattaforma Tombua Landana (E. de Man, A. van Aartsen), 6, 821-828. • La criccabilità da solidificazione (M. Murgia), 6, 831-841. ISTITUTO ITALIANO DELLA SALDATURA • GNS4: in 756 sotto la Lanterna per le Giornate Nazionali di Saldatura 4, incontro biennale IIS sulla fabbricazione saldata (G. Costa), 1, 27-41. • Relazione della Presidenza sulla gestione dell’Istituto nel 2007 e previsioni per il 2008, 3, 327-341. • In Austria a Graz nel Luglio 2008 il 61° Congresso Annuale dell’Istituto Internazionale della Saldatura (G. Costa), 6, 775-790. SCIENZA E TECNICA • Applicazioni della saldatura ad ultrasuoni per la sigillatura e l’unione di materiali termoplastici (F. Lezzi), 1, 123-124. • L’importanza dei controlli ispettivi per la qualità e la durata delle superfici pitturate (S. Botta), 2, 269-270. • Considerazioni sulle caratteristiche meccaniche e sulle prove di laboratorio: la stima della tenacità reale (M. Lanza), 3, 419-420. • Influenza dell’umidità su “Glass Transition Temperature” (Tg) e “Time to Delamination” (Td) nei materiali base costituenti i circuiti stampati (G. Parodi), 4, 565-566. • Ricerca sperimentale per applicazioni della Friction Stir Welding (FSW) su componenti aeronautici ed automobilistici (A. Lauro), 5, 715. • Importanti novità nel dimensionamento dei giunti flangiati (F. Temporini), 6, 881-882. IIS NEWS Comitato Direttivo: • Riunione del 29 Novembre 2007, 1, 125. • Riunione del 26 Giugno 2008, 4, 567-568. Consiglio Generale: • Riunione del 29 Aprile 2008, 3, 423. • Riunione del 21 Maggio 2008, 4, 567. ISTITUTO INTERNAZIONALE DELLA SALDATURA Assemblea Generale: • Riunione del 29 Aprile 2008, 3, 423-424. • Coinvolgimento dell’IIS in due nuovi Progetti Europei, 1, 125. State of the art of inline non-destructive weld inspection of pipelines by ultrasonics (G. Dobmann, O.A. Barbian, H. Willems), 1, 105-111. 920 Riv. Ital. Saldatura - n. 6 - Novembre / Dicembre 2008 Una nuova serie di servizi per l’Ingegneria di Processo, 1, 125-126. Indice 2008 Formalizzato l’accordo di collaborazione con la più grande Agenzia per il lavoro italiana per il reclutamento di saldatori qualificati provenienti dall’estero, 1, 126. API RBI User Group Meeting, 3, 424. ANCCP e IIS collaborano sul tema della sicurezza, 4, 568. DALLE AZIENDE 1, 139-143; 2, 281-285; 3, 433-438; 4, 577-581; 5, 727-732; 6, 897-901. NOTIZIARIO La ricerca in saldatura: qualcosa si muove! (A. Lauro), 6, 883. 1 st International Conference on Welding Technologies ’09 (R. Russo), 6, 884. LETTERATURA TECNICA • “Welding technology for engineers” (Raj B. et al. - Alpha Science International Limited), 1, 145. FORMAZIONE • “Fundamentos e prática da soldagem a plasma” (Reis R.P, Scotti A. - Artliber Editora Ltda.), 1, 145-146. • “Welding Handbook - Volume 3: Welding Processes Part 2 - 9th Edition” (American Welding Society), 2, 289. • “Fatigue crack propagation in metals and alloys: microstructural aspects and modelling concepts” (Ukrupp U. Wiley - VCH Verlag GmbH & Co.), 3, 443. • “Ship-shaped offshore installations - Design, building, and operation (Paik J.K. - Cambridge University Press), 4, 585. • “Steel Designers’ Manual” (Davison B., Owens G.W. Blackwell Publishing Ltd.), 5, 735. • “High-Temperature Corrosion and Materials Applications” (Lai G.Y. - ASM International), 6, 905. • Friction Stir Welding and Processing IV (Rajiv S.M. et al. TMS), 6, 905-906. • A Taranto la IIª edizione del Master Universitario di Primo Livello in Ingegneria della Saldatura, 3, 427-428. IIW-EWF NOTIZIE 1, 129-133; 2, 273; 6, 887-891. LEGGI E DECRETI • Dal Dlgs. 81/2008 il traghetto dalla “certificazione di sistema” alla conformità legislativa (salvagente per l’impresa?) (T. Limardo), 5, 717-718. ECONOMIA E FINANZA • Prezzi e Costi (M. Scasso), 6, 893-894. NORMATIVA TECNICA • L’edizione 2007 del Codice ASME VIII Divisione 2 (F. Lidonnici), 3, 429. • Il valore delle norme UNI 11024 e UNI 10761 come linee guida per il processo di garanzia del progetto (M. Scasso), 4, 571-572. • • • Norme nazionali: 1, 146-147; 2, 289-290; 3, 443-444; 4, 585-586; 5, 735-737; 6, 906. • Norme europee: 1, 147; 2, 290; 3, 444-445; 4, 586; 5, 737; 6, 906-907. • Norme internazionali: 1, 147; 2, 290; 3, 445; 4, 586; 5, 737; 6, 907. Gli Eurocodici (S. Giorgi), 5, 719-720. SALUTE, SICUREZZA E AMBIENTE • CODICI E NORME La normativa sull’esposizione professionale a campi elettromagnetici ed a radiazioni ottiche artificiali (T. Valente), 2, 275. Il progetto di ricerca europeo ECONWELD (Economically welding in a healthy way) Contract No: COLL-CT-2005516336 (C. Rosellini), 4, 573-574. • Dal dover essere al benessere lavorativo (E. Limardo), 5, 721-723. • Cosa nascondono le parole? (T. Limardo), 6, 895. CORSI • Corsi IIS in saldatura e PND: 1, 147-150; 2, 291-293; 3, 445-446; 4, 586-589; 5, 738-740; 6, 907-910. • Corsi di altre società: 1, 150-151; 2, 293-294; 3, 447; 4, 589-591; 5, 741-742; 6, 910-911. MOSTRE E CONVEGNI • 1, 151-152; 2, 294-295; 3, 447-448; 4, 592-593; 5, 743; 6, 912. RICERCHE BIBLIOGRAFICHE DA IIS-DATA • La saldatura del titanio e delle sue leghe, 1, 153-154. • Corrosione da H2S, 2, 299-300. • I fumi in saldatura, 3, 451. • Metallurgia e saldabilità dell’acciaio resistente al creep grado P91, 4, 595-596. DALLE ASSOCIAZIONI • Corrosione sotto tensione (Stress Corrosion), 5, 745-747. • • Saldatura laser, 6, 915-916. L’ OPINIONE • Luci ed ombre della standardizzazione in Europa (F. Lidonnici), 1, 135-137. Costruire con l’Acciaio (I. Doniselli), 2, 277-278. Riv. Ital. Saldatura - n. 6 - Novembre / Dicembre 2008 921 I SERVIZI A RETE dedicato alle utilities ai comuni ed ai tecnici delle imprese per la gestione del sottosuolo I PLASTIC PIPES & FITTINGS la distribuzione dei servizi con la materia plastica: dalla casa alle grandi opere I COMPOSITI MAGAZINE un mondo in forte crescita per materiali altamente tecnologici. Organo ufficiale di Assocompositi 20144 Milano - Via delle Foppette, 6 Tel. 02 365171.15 - Fax 02 365171.16 e-mail: [email protected] www.tecneditedizioni.it Per ulteriori informazioni, rivolgersi a: Istituto Italiano della Saldatura - Divisione PRN / Uff. Abbonamenti Lungobisagno Istria, 15 - 16141 Genova GE Tel. (+39) 010 8341.392; Fax (+39) 010 8367780 e-mail: [email protected] Web: www.iis.it Elenco degli Inserzionisti 756 769-770+819-820 --904 759 913 764 803 754 -765 761 816-817 -918 753 -771 866 -4a cop -758 767-768 --902 -----804 868 ---------762 -880 -818 -829 --791 757 ----842+903 760 -766 914 867 -755 ----896 885 -879 3a cop -----2a cop ---922 763 --892 3 M ITALIA AEC TECHNOLOGY AIPND ANASTA ANCCP ASG Superconductors ASPIRMIG ASSOMOTORACING BÖHLER WELDING GROUP ITALIA CAPILLA CARPANETO – SATI CEA CEBORA CGM TECHNOLOGY COFILI COM-MEDIA COMMERSALD DRAHTZUG STEIN DVC – DELVIGO COMMERCIALE EDIBIT EDIMET ESAB SALDATURA ESARC ETC OERLIKON EUROCONTROL FEI Forum Energetico Internazionale FIERA ACCADUEO FIERA ALUMOTIVE FIERA BIAS FIERA BIMEC FIERA BI-MU FIERA BIMU-MED FIERA COMPOTEC FIERA DI ESSEN FIERA EMO MILANO FIERA EXPOLASER FIERA LAMIERA FIERA MAQUITEC FIERA MCM FIERA MECFORPACK FIERA METALRICICLO FIERA METEF FIERA MOTORSPORT EXPOTECH FIERA SAMUMETAL FIERA SEATEC FIERA SICURTECH FIERA SUBFORNITURA FIERA TECHFLUID FIERA VENMEC FRONIUS G.B.C. INDUSTRIAL TOOLS G.E.INSPECTION TECHNOLOGIES G. FISCHER GILARDONI HYPERTHERM Europe B.V. IGUS INE IPM ITALARGON ITW LANSEC ITALIA LASTEK LINCOLN ELECTRIC ITALIA MEDIAPOINT & COMMUNICATIONS NDT ITALIANA OGET ORBITALUM TOOLS OXYTURBO PARODI SALDATURA RIVISTA BELTEL RIVISTA MECCANICA & AUTOMAZIONE RIVISTA U & C RIVOIRA RTM SACIT SAF – FRO SALTECO SANDVIK ITALIA SELCO SEMAT CARPENTERIA SEMAT ITALIA SIAD SOL WELDING STUDIOBOOK TEC Eurolab TECNEDIT TECNOELETTRA TELWIN THERMIT ITALIANA TRAFILERIE DI CITTADELLA Via San Bovio, 3 – Località San Felice – 20090 SEGRATE (MI) Via Leonardo Da Vinci, 17 – 26013 CAMPAGNOLA CREMASCA (CR) Via A. Foresti, 5 – 25127 BRESCIA Via G. Tarra, 5 – 20125 MILANO Via Rombon, 11 – 20134 MILANO Corso F.M. Perrone, 73r – 16152 GENOVA Via Podi, 10 – 10060 VIRLE PIEMONTE (TO) Via del Battirame, 6/3 – 40138 BOLOGNA Via Palizzi, 90 – 20157 MILANO Via per Telgate – Loc. Campagna – 24064 GRUMELLO DEL MONTE (BG) Via Ferrero, 10 – 10090 RIVOLI/CASCINE VICA (TO) Corso E. Filiberto, 27 – 23900 LECCO Via A. Costa, 24 – 40057 CADRIANO DI GRANAROLO (BO) Via Adda, 21 – 20090 OPERA (MI) Via Friuli, 5 – 20046 BIASSONO (MI) Via Serio, 16 – 20139 MILANO Via Bottego, 245 – 41010 COGNENTO (MO) Talstraße 2 – 67317 ALTLEININGEN (Germania) Località Cerri – 19020 CEPARANA DI FOLLO (SP) Via Cà dell’Orbo, 60 – 40055 CASTENASO (BO) Via Brescia, 117 – 25018 MONTICHIARI (BS) Via Mattei, 24 – 20010 MESERO (MI) Via Cadibona, 15 – 20137 MILANO Via Vo’ di Placca, 56 – 35020 DUE CARRARE (PD) Zona Industriale – 89811 PORTO SALVO (VV) c/o CENACOLO – Via C. Colombo, 101/h – 29100 PIACENZA c/o BOLOGNAFIERE – Piazza Costituzione, 6 – 40128 BOLOGNA c/o ADExpo – Viale della Mercanzia, 142 Centergross – 40050 FUNO DI ARGELATO (BO) c/o F & M – Fiere e Mostre – Via Caldera, 21/C – 20153 MILANO c/o UCIMU – Viale Fulvio Testi, 128 – 20092 CINISELLO BALSAMO (MI) c/o UCIMU – Viale Fulvio Testi, 128 – 20092 CINISELLO BALSAMO (MI) c/o UCIMU – Viale Fulvio Testi, 128 – 20092 CINISELLO BALSAMO (MI) c/o CARRARAFIERE – Viale Galileo Galilei, 133 – 54033 MARINA DI CARRARA (MS) Via Vincenzo Monti, 8 – 20123 MILANO c/o UCIMU – Viale Fulvio Testi, 128 – 20092 CINISELLO BALSAMO (MI) c/o PIACENZA EXPO – S.S. 10 Loc. Le Mose – 29100 PIACENZA c/o UCIMU – Viale Fulvio Testi, 128 – 20092 CINISELLO BALSAMO (MI) c/o EXPO CONSULTING – Via Brugnoli, 8 – 40122 BOLOGNA c/o EIOM – Viale Premuda, 2 – 20129 MILANO c/o BOLOGNAFIERE – Piazza Costituzione, 6 – 40128 BOLOGNA c/o EDIMET – Via Brescia, 117 – 25018 MONTICHIARI (BS) c/o EDIMET – Via Brescia, 117 – 25018 MONTICHIARI (BS) c/o MODENA ESPOSIZIONI – Viale Virgilio, 58/B – 41100 MODENA c/o PORDENONE FIERE – Viale Treviso, 1 – 33170 PORDENONE c/o CARRARAFIERE – Viale Galileo Galilei, 133 – 54033 MARINA DI CARRARA (MS) c/o FIERA MILANO TECH – Via Gattamelata, 34 – 20149 MILANO c/o SENAF – Via Eritrea, 21/A – 20157 MILANO c/o EDIMET – Via Brescia, 117 – 25018 MONTICHIARI (BS) c/o PADOVAFIERE – Via N. Tommaseo, 59 – 35131 PADOVA Via Monte Pasubio, 137 – 36010 ZANE’ (VI) Via Artigiani, 17 – 25030 TORBIATO DI ADRO (BS) Via Grosio, 10/4 – 20151 MILANO Via Sondrio, 1 – 20063 CERNUSCO SUL NAVIGLIO (MI) Via A. Gilardoni, 1 – 23826 MANDELLO DEL LARIO (LC) Vaartveld, 9 – 4704 SE ROOSENDAAL (Olanda) Via delle Rovedine, 4 – 23899 ROBBIATE (LC) Via Facca, 10 – 35013 CITTADELLA (PD) Via A. Tadino, 19/A – 20124 MILANO Via S. Bernardino, 92 – 24126 BERGAMO Via Privata Iseo, 6/E – 20098 S. GIULIANO MILANESE (MI) Via Bizet, 36/N – 20092 CINISELLO BALSAMO (MI) Viale dello Sport, 22 – 21026 GAVIRATE (VA) Via Fratelli Canepa, 8 – 16010 SERRA RICCO’ (GE) Corso Buenos Aires, 8 – Corte Lambruschini – 16129 GENOVA Via del Lavoro, 28 – 20049 CONCOREZZO (MI) Via Torino, 216 – 10040 LEINI’ (TO) Freibühlstrasse, 19 – 78224 SINGEN (D) Via Serio, 4/6 – 25015 DESENZANO DEL GARDA (BS) Via Piave, 33 – Z.I. – 17047 VADO LIGURE (SV) c/o the C’ Comunicazione – Via Orti, 14 – 20122 MILANO Via Rosellini, 12 – 20124 MILANO c/o the C’ Comunicazione – Via Orti, 14 – 20122 MILANO Via C. Massaia, 75/L – 10147 TORINO Via Circonvallazione, 7 – 10080 VICO CANAVESE (TO) Via del Lavoro, 8 – 36020 CASTEGNERO (VI) Via Torricelli, 15/A – 37135 VERONA S.P. Rivoltana, 35/b – 20090 LIMITO DI PIOLTELLO (MI) Via Varesina, 184 – 20156 MILANO Via Palladio, 19 – 35010 ONARA DI TOMBOLO (PD) Via Fornaci, 45/47 – 25040 ARTOGNE (BS) Via Monte Bianco, 30/3 – 20043 ARCORE (MI) Via S. Bernardino, 92 – 24126 BERGAMO Via Meucci, 26 – 36030 COSTABISSARA (VI) c/o the C’ Comunicazione – Via Orti, 14 – 20122 MILANO Viale Europa, 40 – 41011 CAMPOGALLIANO (MO) Via delle Foppette, 6 – 20144 MILANO Via Nazionale, 50a – 70 – 23885 CALCO (LC) Via della Tecnica, 3 – 36030 VILLAVERLA (VI) Piazzale Santorre di Santarosa, 9 – 20156 MILANO Via Mazzini, 69 – 35013 CITTADELLA (PD)