2007 - Istituto Italiano della Saldatura

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Istituto Italiano della Saldatura - Lungobisagno Istria, 15 - 16141 Genova (Italia) - Tariffa R.O.C.: "Poste Italiane SpA- Sped. A.P.-D.L.353/2003 (conv. in L. 27/02/2004 n.46) art.1 comma 1, DCB Genova" Tassa Pagata - Taxe Perçue ordinario - Contiene IP Bimestrale Novembre-Dicembre 2007 ISSN:0035-6794
Organo Ufficiale dell’Istituto Italiano della Saldatura - anno LIX - N. 6 * 2007
Numero 6
2007
I n q u e s t o n u m e ro :
S v i l u p p i e t e n d e n ze n e l l a f o r m a z i o n e
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Editoriale
756
A
vanti Cristo o dopo Cristo?
No, 756 non è, in questo caso, una data.
È, più semplicemente, il numero di
iscritti alla 4ª Edizione delle Giornate
Nazionali di Saldatura (GNS4). La 3ª
Edizione aveva avuto 563 iscritti. Meno
le Edizioni precedenti.
Il dato in sé ed il trend relativo non
possono che essere considerati soddisfacenti: una formula azzeccata e contenuti
di spessore tecnico assolutamente rilevante, anche dal punto di vista dell’attualità e delle prospettive. Un approccio
professionale!
Bravi! A tutti coloro che hanno contribuito al successo della manifestazione.
Poiché “formula che vince non si
cambia”, l’Istituto ha pensato di proporre la 5ª Edizione delle Giornate Nazionali di Saldatura, nel 2009, adottando
lo stesso schema, per quanto in un contesto internazionale. Abbinando, cioè, alla
manifestazione nazionale anche la corrispondente manifestazione europea,
ovvero l’Eurojoin 7, patrocinata dall’European Welding Federation (EWF).
768 Riv. Ital. Saldatura - n. 6 - Novembre / Dicembre 2007
L’integrazione non potrà essere che
felice. Si tratterà di invitare importanti
Autori, provenienti dai diversi Paesi
europei membri dell’EWF, a presentare
memorie in inglese, garantendo la traduzione in italiano e viceversa.
Si prevede un numero prudenziale di
presenze non inferiore a 1000.
Avendo benedetto il passato e progettato
il futuro, è tempo di formulare alcune
considerazioni di carattere tecnicosocio-economico (sic!).
Da un’indagine teutonica emerge che in
Germania esistono oltre 150000 Aziende
che svolgono attività in qualche modo
attinente con la saldatura; pertanto,
tramite un parallelo italico, si può
dedurre che nel nostro Paese esistano
almeno 100000 aziende analoghe.
Chi sono? Dove sono? Cosa fanno?
Perché non partecipano alla Giornate
Nazionali di Saldatura?
Non le reputano tanto importanti da investirci un paio di giornate lavorative
ogni due anni, per un prezzo comparabile, al massimo, a quello di una cena all’anno in un buon ristorante?
Una risposta precisa a queste domande
richiederebbe un’altra indagine di tipo
teutonico; nelle more potremmo tentare
alcune risposte meno precise ma più immediate.
Molti utilizzano la saldatura come processo non prioritario e, pertanto, non ritengono di dovere approfondire più di
tanto la loro competenza specifica.
Costoro, è bene tenerlo presente, non
sono necessariamente i più piccoli, né
quelli che realizzano prodotti di minore
pregio nominale.
Alcune considerazioni banali sulla gestione del rischio potrebbero, qualora acquisite, convincerli che con poco potrebbero proteggersi contro il verificarsi
accidentale di eventi portatori di danni
ben più rilevanti del poco investito.
Spesso, infatti, i danni (gli studi legali
insegnano) non sono attribuibili ai processi di fabbricazione principali. Anzi!
Altri, invece, che magari utilizzano la
saldatura come processo prioritario,
sono convinti di essere competenti
quanto basta e di non aver bisogno, di
conseguenza, di confrontarsi con alcunché, se non in modo sporadico e magari
da posizioni di sufficienza. Costoro sono
spesso i più tetragoni e non possono che
essere lasciati al proprio destino, che
sarà più o meno felice a seconda della
loro reale competenza e della loro
fortuna.
Alcuni, infine, potrebbero non avere individuato contenuti d’intereresse fra
quelli presentati alla manifestazione e,
pertanto, non hanno trovato ragionevoli
motivi per partecipare.
Parecchi possono non essere stati sufficientemente informati, e questa è una
carenza a cui l’Istituto dovrà cercare di
rimediare in tempi non storici, migliorando la propria capacità di diffusione.
Magari con l’aiuto delle Associazioni di
Categoria e, perché no, degli Sponsor.
Restano i 756, appartenenti a 356
Aziende, che hanno deciso di partecipare. Per i quali la professionalità è un
valore da costruire ed ai quali il contesto
industriale non potrà, alla fine e con
buona pace dei sostenitori degli approcci
finanziari, che rendere merito e, necessariamente, anche qualcos’altro.
E tuttavia 756 è un numero ampiamente
soddisfacente per l’Istituto Italiano della
Saldatura, un po’ meno per il Paese e il
suo PIL.
Dott. Ing. Mauro Scasso
Segretario Generale IIS
ANNO LIX
Novembre-Dicembre 2007
Pubblicazione bimestrale
Sommario
DIRETTORE RESPONSABILE: Ing. Mauro Scasso
REDATTORE CAPO: Geom. Sergio Giorgi
REDAZIONE: Sig.ra Sara Fichera, P.I. Maura Rodella
PUBBLICITÀ: Sig. Franco Ricciardi
Organo Ufficiale
dell'Istituto Italiano della Saldatura
Abbonamento annuale 2007:
Italia: .......................................... € 90,00
Estero: ........................................ € 155,00
Un numero separato: ................ € 20,00
Articoli
771
Istituto Italiano della Saldatura (IIS)
Nel Luglio 2007 in Croazia nell’antica Ragusa il 60° Congresso Annuale
dell’Istituto Internazionale della Saldatura - G. COSTA
787
Sviluppi e tendenze nella formazione professionale armonizzata - M. MURGIA
799
Recenti sviluppi nei processi di saldatura ad energia concentrata e
Friction Stir Welding - M. CONSONNI, D. HARVEY
815
Caratteristiche, applicazioni e saldabilità del nuovo acciaio inossidabile
Lean Duplex LDX 2101® - F. HÄGG, M. LARÉN, P. BONALUMI
823
TOPTIG: la saldatura robotizzata TIG con alimentatore filo integrato T. OPDERBECKE, S. GUIHEUX
831
Resistenza a fatica di strutture saldate in acciaio austeno-ferritico - P. FERRO,
F. BONOLLO, A. TIZIANI
La Rivista viene inviata gratuitamente ai Soci
dell’Istituto Italiano della Saldatura.
853
Direzione - Redazione - Pubblicità:
Lungobisagno Istria, 15 - 16141 Genova
Telefono: 010 8341333
Telefax: 010 8367780
e-mail: [email protected]
web: www.iis.it
6
861
International Institute of Welding (IIW)
Abrasive water suspension jet technology - Fundamentals, application and
developments - H. LOUIS et al.
IIS Didattica
Principi generali dei processi di saldatura con elettroscoria
Rubriche
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 2007
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.
867
Scienza e Tecnica
Il mondo della saldatura rinchiuso in un barattolo per conserve alimentari L.M. VOLPONE
871
Formazione
Il sistema didattico modulare nei corsi CND - F. RIVARA
875
IIW-EWF Notizie
IIW International Conference, April 2008 - University of Miskolc, Hungary
877
Dalle Aziende
885
Notiziario
Letteratura tecnica
Codici e norme
Corsi
Mostre e convegni
893
Ricerche bibliografiche da IIS-Data
Saldatura ibrida Laser/MIG
897
Indice 2007
902
Elenco degli Inserzionisti
In copertina
Orifice Chamber
Cilindro con 6 fondi forati in AISI 304 H saldati al corpo esterno in acciaio al carbonio. Le pareti interne
sono rivestite con materiale refrattario. Camera di riduzione di pressione: riduce la pressione e la rumorosità dei gas in uscita da un forno di etilene.
Prodotto da VRV presso il loro stabilimento di Ornago (MI) con elettrodi ESARC.
ESARC, azienda fondata nel 1951, fabbricante italiano di materiali per saldatura è storicamente fornitore
di elettrodi e materiali della saldatura in genere per le più disparate applicazioni; dal più noto ESARC SPK
(E 7018-1 H4R) largamente utilizzato nella cantieristica navale, agli elettrodi per acciaio inossidabile
(anche in imballo sottovuoto) e la gamma completa di fili pieni e animati che fanno di ESARC un grande
fornitore con la flessibilità, disponibilità e serietà della media-piccola industria italiana.
Corso di qualificazione ad International Welding
Technologist ed International Welding Engineer
Genova 2008
L’ISTITUTO ITALIANO DELLA SALDATURA terrà presso la propria sede di Genova, nel 2008, un
Corso per International Welding Engineer / Technologist, con struttura modulare, condensando le lezioni nell’arco di una settimana al mese. La formula ha riscosso nel tempo il gradimento
del pubblico, poiché consente di limitare l’impegno mensile garantendo, al tempo stesso, condizioni
ideali all’apprendimento.
Requisiti di ingresso
Per chi desideri accedere alla qualificazione ad:
- International / European Welding Technologist, è previsto il possesso di un diploma di
scuola superiore ad indirizzo tecnico (o equivalente), della durata di 5 anni;
- International / European Welding Engineer, laurea o diploma universitario in Ingegneria; in
alternativa laurea in altre facoltà scientifiche, abbinata ad una comprovata esperienza di saldatura.
Sono ammessi alle lezioni, in qualità di uditori, anche persone non in possesso dei titoli suddetti.
Calendario delle lezioni e sede di svolgimento
Il Corso prevede quattro materie di tipo teorico (svolte nelle Parti I e III) ed una fase dedicata
all’addestramento pratico (Parte II). Le lezioni saranno svolte a tempo pieno secondo il seguente
calendario:
- Parte I:
21÷25/01/2008
18÷22/02/2008
- Parte II:
17÷21/03/2008
- Parte III:
• Modulo Avanzato Tecnologia della saldatura:
14÷18/04/2008
• Modulo Avanzato Metallurgia e saldabilità:
19÷23/05/2008
• Modulo Avanzato Progettazione e calcolo:
15÷19/09/2008
• Modulo Avanzato Fabbricazione, aspetti applicativi:
20÷24/10/2008
17÷21/11/2008
I Moduli integrativi per i soli Welding Engineer saranno tenuti infine nelle date:
• Metallurgia, tecnologia della saldatura:
16÷20/06/2008
• Progettazione e calcolo, Fabbricazione, aspetti applicativi:
15÷19/12/2008
Orario delle lezioni
Per offrire un’alternativa alla tradizionale articolazione delle lezioni a coloro che preferiscano
concentrare l’impegno in settimane non consecutive, a tempo pieno, il Corso sarà svolto con
orario 9.00÷18.00, ad eccezione delle giornate di Lunedì (orario 14.00÷18.00) e di Venerdì
(orario 9.00÷13.00), per consentire agli allievi di raggiungere la sede del Corso senza spostamenti
festivi.
Conseguimento del Diploma
Gli esami finali potranno essere tenuti nelle date programmate e tabulate nell’“Attività Didattica
2008”. Per ogni informazione è possibile contattare l’Area Figure Professionali al numero
010 8341307 (email [email protected]).
Informazioni
Per ulteriori informazioni è possibile rivolgersi all’Istituto Italiano della Saldatura (Via Lungobisagno Istria 15, 16141 Genova,Web www.formazionesaldatura.it), Divisione Formazione, al numero
010 8341371 (fax 010 8367780), oppure all’indirizzo di posta elettronica [email protected].
Iscrizioni
Le iscrizioni dovranno pervenire entro Venerdì 11 Gennaio 2008. Dato il limitato numero di
posti, costituirà criterio preferenziale la data di iscrizione. Allo scopo, è possibile procedere all’iscrizione stessa anche on - line, attraverso il sito www.formazionesaldatura.it, ricercando il Corso
dall’apposito motore di ricerca sulla home page.
Quote di iscrizione
La quota di partecipazione al Corso, comprensiva del pranzo presso la mensa dell’IIS e della collana
completa delle pubblicazioni è pari a:
-
5.660,00 € (+ IVA), per i Welding Technologist
7.750,00 € (+ IVA), per i Welding Engineer
da corrispondersi mediante Bonifico bancario sul conto corrente 4500 Banca Popolare di Milano
(ABI 05584 CAB 01400 CIN I), intestato all’Istituto Italiano della Saldatura.
Istituto Italiano della Saldatura
Nel Luglio 2007 in Croazia nell’antica
Ragusa il 60° Congresso Annuale
dell’Istituto Internazionale della Saldatura
G.Costa *
Sommario / Summary
*
Il Sessantesimo Congresso Annuale dell’International Institute of Welding si è tenuto a Ragusa (Dubrovnik) e Ragusavecchia (Cavtat), nel Sud della Croazia, dall’1 all’8 Luglio
2007; erano presenti oltre ottocentocinquanta partecipanti, tra
esperti, ricercatori e tecnici, di quarantacinque 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
norme, oltre cento dei quali sono stati raccomandati per pubblicazione o trasmessi all’ISO e al CEN.
Buon successo hanno ottenuto anche la Conferenza Internazionale “Welding and materials: technical, economic and
ecological aspects”, alcuni seminari specialistici nonché vari
eventi sociali e visite turistiche e naturalistiche nei dintorni.
Quattro paesi sono stati riammessi o ammessi come nuovi
Paesi Membri dell’IIW: la Grecia, l’Indonesia, la Corea e la
Tunisia.
Croatia, from 1st to 8th July 2007; it was attended by more
than eight hundred fifty experts, researchers and engineers of
forty five 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
“Welding and materials: technical, economic and ecological
aspects”, a number of seminars and several social events and
tourist and naturalist visits in the surroundings.
Four countries, Greece, Indonesia, Korea and Tunisia,
entered or entered again IIW as Member Countries.
The 60th Annual Assembly of International Institute of
Welding was held in Dubrovnik and Cavtat, in the South of
Keywords:
IIW; simposia.
Istituto Italiano della Saldatura - Genova.
Riv. Ital. Saldatura - n. 6 - Novembre / Dicembre 2007 771
G. Costa - Nel Luglio 2007 in Croazia nell’antica Ragusa il 60° Congresso Annuale dell'Istituto Internazionale della Saldatura
O
ltre ottocentocinquanta specialisti di tecniche di giunzione,
affini e connesse hanno partecipato al
60° Congresso Annuale dell’International Institute of Welding (www.iiwiis.org) svoltosi dall’ 1 all’ 8 Luglio 2007
a Ragusa (Dubrovnik) e Ragusavecchia
(Cavtat), nella Croazia meridionale
lungo la costa della Dalmazia.
La delegazione dell’Istituto Italiano
della Saldatura, che ha come sempre attivamente partecipato ai lavori, comprendeva il Vice Segretario Generale
l’Ing. Alberto Lauro, l’Ing. Michele
Murgia e l’Ing. Luca Timossi, rispettivamente responsabili della Divisione Formazione e della Divisione Certificazione, l’Ing. Stefano Botta, l’Ing. Luca
Costa e l’Ing. Marcello Mandina, a loro
volta esperti di strutture metalliche, di
salute, sicurezza e ambiente e di attrezzature in pressione e metallurgia.
La sede del Congresso, la città di
Ragusa, ricca di storia e di vestigia, è il
capoluogo della Contea Raguseo-narentana, nonché la maggiore città della Dalmazia meridionale e vanta un centro
storico di particolare bellezza (Fig. 1)
che figura nell’elenco dei Patrimoni del-
Figura 1 - Il centro storico di Ragusa.
l’Umanità dell’UNESCO e che le è valso
il soprannome di “perla dell’Adriatico”.
L’interessante storia della città di
Ragusa, che ha mantenuto a lungo la sua
indipendenza sostanziale, inizia con la
sua fondazione con il nome di Ragusium
nella prima metà del VII secolo ad opera
degli abitanti della vicina città di Epidaurum (l’attuale Ragusavecchia) in
fuga dalle invasioni degli Slavi e degli
Avari. Successivamente la città entrò
sotto la protezione dell’Impero Bizantino ed iniziò a sviluppare un fiorente
commercio nell’Adriatico e nel Mar Mediterraneo orientale. Nel XI secolo
Ragusa era una florida città mercantile e
grazie ad alleanze con altre città poté
svilupparsi ulteriormente come repubblica marinara, la quinta dopo Amalfi,
Genova, Pisa e Venezia.
Caduta Costantinopoli durante la IV
Crociata (1204), la città passò sotto il
dominio della Repubblica di Venezia, da
cui mutuò il proprio assetto istituzionale,
quindi (1358), fu possedimento dell’Ungheria, cui si sottomise formalmente, garantendosi tuttavia l’effettiva indipendenza in cambio di un tributo annuale,
sia in termini di denaro che di imbarcazioni, così come seppe fare successivamente (1526) con l’Impero ottomano.
Nell’anno 1806 Ragusa venne occupata
militarmente dalle truppe napoleoniche;
assegnata definitivamente all’Austria
con il Congresso di Vienna (1815), la
città fu unita alla Provincia della Dalmazia e rimase fino al 1918, termine della
prima guerra mondiale, sotto il dominio
diretto degli Asburgo. Nel 1919 Ragusa
divenne parte del neonato Regno di Jugoslavia e successivamente, dopo la
seconda guerra mondiale, della Repubblica Socialista Federale di Jugoslavia.
A seguito della dissoluzione di quest’ultima e dei successivi eventi bellici, la
città si trovò quasi sulla linea del fronte
ed il 6 Dicembre 1991 venne bombardata dalle montagne alle sue spalle, con
molte vittime anche nel centro storico,
che fu notevolmente danneggiato; con la
fine delle ostilità la città si è velocemente ripresa ed ha ripreso la sua vocazione culturale e turistica.
Il Congresso ha riscosso un notevole
successo, non solo per la nutrita partecipazione, ma soprattutto per i suoi contenuti scientifici e tecnici. Inoltre, ha costituito un importante punto di arrivo, e di
partenza, essendo il sessantesimo dell’ormai lunga e ininterrotta tradizione
annuale dell’IIW, iniziata nel 1948 a
Brussels e continuata in tutti i continenti
(anche con il contributo italiano con le
edizioni di Firenze nel 1954 e nel 2000,
Tab. I).
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
cinquantuno Paesi membri delI’IIW
(Tab. II) e di altri ancora.
Nel corso dei lavori congressuali sono
stati studiati e discussi circa quattro-
TABELLA I - I 60 Congressi Annuali dell’IIW organizzati dal 1948
Anno
Città
Paese
Anno
Città
Paese
1948
Brussels
BELGIUM
1978
Dublin
IRELAND
1949
Delft
THE NETHERLANDS
1979
Bratislava
CZECHOSLOVAKIA
1950
Paris
FRANCE
1980
Estoril
PORTUGAL
1951
Oxford
UNITED KINGDOM
1981
Porto
PORTUGAL
1952
Göteborg
SWEDEN
1982
Ljubljana
YUGOSLAVIA
1953
Copenhagen
DENMARK
1983
Trondheim
NORWAY
1954
Florence
ITALY
1984
Boston
USA
1955
Zurich
SWITZERLAND
1985
Strasbourg
FRANCE
1956
Madrid
SPAIN
1986
Tokyo
JAPAN
1957
Essen
GERMANY
1987
Sofia
BULGARIA
1958
Vienna
AUSTRIA
1988
Vienna
AUSTRIA
1959
Opatija
YUGOSLAVIA
1989
Helsinki
FINLAND
1960
Liège
BELGIUM
1990
Montreal
CANADA
1961
New York
USA
1991
The Hague
THE NETHERLANDS
1962
Oslo
NORWAY
1992
Madrid
SPAIN
1963
Helsinki
FINLAND
1993
Glasgow
UNITED KINGDOM
1964
Prague
CZECHOSLOVAKIA
1994
Beijing
CHINA
1965
Paris
FRANCE
1995
Stockholm
SWEDEN
1966
Delft
THE NETHERLANDS
1996
Budapest
HUNGARY
1967
London
UNITED KINGDOM
1997
San Francisco
USA
1968
Warsaw
POLAND
1998
Hamburg
GERMANY
1969
Kyoto
JAPAN
1999
Lisbon
PORTUGAL
1970
Lausanne
SWITZERLAND
2000
Florence
ITALY
1971
Stockholm
SWEDEN
2001
Ljubljana
SLOVENIA
1972
Toronto
CANADA
2002
Copenhagen
DENMARK
1973
Düsseldorf
GERMANY
2003
Bucharest
ROMANIA
1974
Budapest
HUNGARY
2004
Osaka
JAPAN
1975
Tel-Aviv
ISRAEL
2005
Prague
CZECH REPUBLIC
1976
Sydney
AUSTRALIA
2006
Québec City
CANADA
1977
Copenhagen
DENMARK
2007
Cavtat/Dubrovnik
CROATIA
TABELLA II - Missione e Paesi membri dell’IIW nel 2007
Missione
La missione dell’IIW è costituire 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.
Attualmente i Paesi Membri sono cinquantuno e appartengono a tutti i continenti abitati, come sotto indicato; inoltre sta
facendo il suo ingresso anche il Vietnam.
Il membro di riferimento italiano è l’Istituto Italiano della Saldatura.
(segue)
Africa
Egitto, Libia, Nigeria, Sudafrica, Tunisia
Asia
Cina, Corea, Giappone, India, Indonesia, Iran, Israele, Libano, Malesia, Pakistan, Singapore, Tailandia
America
Argentina, Brasile, Canada, Cile, 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, Polonia, Repubblica Ceca, Romania, Russia, Serbia, Slovacchia, Slovenia, Ucraina, Ungheria
Oceania
Australia, Nuova Zelanda
In verde i tredici Paesi di due continenti che fondarono
l’IIW nel 1948
In verde i cinquantun Paesi di quattro continenti membri
dell’IIW nel 2007
cento 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, tenuta
nel-l’Hotel Croazia a Ragusavecchia, è
stata aperta dal Prof. Slobodan Kralj,
Presidente del Comitato Organizzatore
Croato (Fig. 2), che ha anche riportato
un messaggio della Dott. Marina Matulovic Dropulic, Ministro della protezione ambientale, pianificazione fisica e
costruzione, sotto il cui patronato è stato
organizzato il Congresso.
Gli hanno fatto seguito il Prof. Vjekoslav
Damic, Vice rettore dell’Università di
Ragusa (Fig. 3), ove sono state tenute le
riunioni tecniche dell’evento, e il Presidente dell’IIW Chris Smallbone (Fig. 4),
che ha sottolineato l’eccezionalità di
questo sessantesimo Congresso ed ha dichiarato aperti i lavori.
L’Amministratore Delegato dell’IIW,
Mr. Daniel Beaufils, ha poi condotto la
cerimonia di assegnazione dei premi e
riconoscimenti IIW (Fig. 5), consegnati
ai vincitori nel corso della Cerimonia
Figura 2 - Il Prof. Slobodan Kralj, Presidente
del Comitato Organizzatore Croato,
all’inizio della Cerimonia Inaugurale.
Figura 3 - Saluto del Prof. Vjekoslav Damic,
Vice rettore dell’Università di Ragusa, che ha
ospitato le riunioni tecniche.
Figura 4 - Il Presidente dell’IIW Chris
Smallbone ha aperto i lavori celebrando il
60° anniversario.
TABELLA III - Commissioni Tecniche dell’IIW
N.
Figura 5 - I congressisti alla Cerimonia
Inaugurale.
Inaugurale a nome delle varie delegazioni nazionali che li hanno proposti e li
sponsorizzano.
Nell’ambito del Congresso si è anche
svolta dal 5 al 6 Luglio 2007 la Conferenza Internazionale “Welding and materials: technical, economic and ecological
aspects” che è stata aperta dalla interessante Portevin Lecture, “Service strength
of welded aluminum structures, influences and validation”, tenuta dal Prof. Vatrovslav Grubisic (Croazia, Fig. 6).
È seguita la presentazione, in dodici sessioni distinte, di una novantina di
memorie che hanno consentito un ampio
ed approfondito scambio di conoscenze
e di vedute tra ricercatori, progettisti ed
utilizzatori. In particolare 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
Presidente
I
Brazing, soldering, thermal cutting and
flame processes
L. Heikinheimo (SF)
II
Arc welding and filler metals
V. Van der Mee (NL)
III
Resistance welding, solid state welding
and allied joining processes
K. J Matsuyama (J)
IV
Power beam processes
A. Matsunawa (J)
V
Quality control and quality assurance of
welded products
G. Dobmann (D)
VI
Terminology
D. Rippegather (D)
Health, safety and environment
L. Costa (I)
IX
Behaviour of metals subjected to
welding
T. Boellinghaus (D)
X
Structural performance of welded joint
and fracture avoidance
M. Kocak (D)
XI
Pressure vessels, boilers and pipelines
M. Prager (USA)
XII
Arc welding processes and production
systems
W. Lucas (UK)
XIII
Fatigue of welded components and
structures
G. Marquis (SF)
XIV
Education and training
U. Hadrian (CH)
XV
Design, analysis and fabrication of
welded structures
R. Shaw (D)
XVI
Polymer joining and adhesive
technology
C. Wu (USA)
VIII
Figura 6 - Il Prof. Vatroslav Grubisic
(a sinistra) riceve la Targa Portevin dal Capo
della Delegazione francese Dr. Philippe
Bourges.
Titolo
normativi e applicazioni, formazione e
qualificazione.
Nell’ambito del Congresso sono anche
stati organizzati vari eventi sociali e
visite turistiche e naturalistiche, che
hanno consentito ai partecipanti di apprezzare le bellezze e le risorse dei
luoghi circostanti.
L’attività delle Unità di Lavoro ha compreso un centinaio di riunioni delle quindici Commissioni Tecniche, (Tab. III),
degli organi dell’International Authorization Board (Tabb. IV e V), dei Comitati
Ristretti e dei Gruppi di Studio (Tab. VI),
nonché delle numerose Sottocommissioni
e dei molti Gruppi di Lavoro cui partecipano specialisti ed esperti. Consistente è
stato l’apporto italiano, che oltre alla partecipazione alle discussioni delle Unità di
Lavoro più interessanti, come le Commissioni 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.
Al termine della settimana sono state approvate dalle Commissioni Tecniche, dai
Comitati Ristretti e dai Gruppi di Studio
circa 150 risoluzioni, comprese quelle
per la pubblicazione sulla Rivista dell’IIW “Welding in the World” (Tab. VII)
di un’ottantina di documenti, sia d’Autore (Classe A) che approvati da Unità di
Lavoro (Classe B). Tali documenti e gli
atti della Conferenza Internazionale
sono consultabili presso la Biblioteca
IIS (www.weldinglibrary.com) e
possono essere richiesti all’Istituto Italiano della Saldatura (www.iis.it), così
come tutte le altre pubblicazioni dell’IIW; i documenti più interessanti
saranno anche considerati per pubblicazione sui prossimi numeri della Rivista
Italiana della Saldatura.
Per quanto riguarda i Comitati Ristretti e
i Gruppi di Studio è da segnalare che il
Gruppo “Environment” è stato sciolto e
le sue attività sono state attribuite alla
Commissione VIII (che ha aggiornato la
sua denominazione in “Health, Safety
TABELLA IV - Missione e membri dello IAB nel 2007
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, la qualificazione e la certificazione.
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 una ulteriore, 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 2006 oltre trentasei mila diplomi IIW di qualificazione del
personale.
L’attività di certificazione, sia del personale che delle aziende (per quest’ultime con riferimento all’ISO 3834, alla gestione ambientale e alla salute e sicurezza dei lavoratori), inizierà quanto prima, essendo in corso di definitivo perfezionamento le relative procedure, che, come quelle per la certificazione del personale, sono basate sull’esistente sistema EWF.
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 quaranta sottoindicati.
Africa
Egitto, Sudafrica
Asia
Cina, Giappone, India, Iran, Libano, Malesia, Singapore, Tailandia, Vietnam
America
Brasile, Canada, Messico, Stati Uniti d’America
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 V - Struttura dell’International Authorization Board dell’IIW
Titolo
lnternational Authorization Board
Presidente
B. Pekkary (S)
Group A: Education, training and qualification
C. Ahrens (D)
Group B: lmplementation and authorization
J. Guild (USA)
TABELLA VI - Comitati Ristretti e Gruppi di Studio dell’IIW
Titolo
Aircraft
Presidente
T. Mustaleski (USA)
Automotive
J. Larsson (S)
Environment
M. Scasso (I)
Phisics of welding
Y. Hirata (J)
Quality management
R. Zwaetz (D)
Research
L. Quintino (P)
Standardization
D. Shackleton (UK)
and Environment”) mentre il Gruppo
“Standardization” è stato posto, per la
sua rilevanza, alle dirette dipendenze del
Consiglio di Amministrazione; infatti
quest’ultimo gruppo, grazie al riconoscimento dell’IIW come International Standardizing Body da parte dell’ISO, gestisce tutta l’attività di normazione
dell’IIW stesso, finalizzando per pubblicazione, con il doppio logo IIW e ISO, le
norme preparate dalle Commissioni Tecniche IIW; in particolare sono state
seguiti una decina di progetti di norma e
le principali risoluzioni prese sono
ancora riportate nella Tabella VII.
Da parte sua l’International Authorization
Board (IAB), ha proseguito l’attività di
gestione e aggiornamento del Sistema Internazionale per la Formazione e la Qualificazione del Personale di Saldatura, acquisito dall’European Welding Federation
(www.ewf.be), che ha intrapreso tale attività all’inizio degli anni novanta.
Il Sistema Internazionale dello IAB, che
copre per il momento cinque Figure di
“fabbricazione”, tre Figure di “ispezione” e l’ulteriore Figura dell’International Welded Structures Designer (Tab.
VIII), è altamente considerato a livello
internazionale (infatti le qualificazioni
delle prime figure sono tra l’altro richiamate in norme ISO e CEN) ed è in continua espansione.
A questo proposito lo IAB ha stabilito di
creare un gruppo permanente per seguire
la promozione del sistema di qualificazione IIW e di organizzare un seminario
sull’argomento in occasione del prossimo Congresso Annuale di Graz.
Inoltre lo IAB sta aggiungendo all’attività di qualificazione suddetta quella di
certificazione del personale e delle
aziende, sempre sulla base dell’esistente
sistema EWF, ed ha in programma di approvare definitivamente le relative procedure entro il Gennaio 2008.
Per quanto riguarda lo sviluppo scientifico e tecnico dell’IIW è da riportare che
sono stati rieletti i Presidenti in scadenza
di quattro Unità di Lavoro, le Commissioni I, XI, XII e il Comitato Ristretto
“Quality Management”.
TABELLA VII - Principali risoluzioni delle Unità di Lavoro dell’IIW su pubblicazioni e normativa
COMMISSIONE II - Arc welding and filler metals
IIW document number II-1624r3-07 - ISO Work Item: ISO 14343 will be transmitted to ISO for DIS balloting.
Title of proposed standard, “Welding consumables - Wire electrodes, strip electrodes wires and rods for arc welding of stainless and heat resisting steels - Classification”.
IIW document number II-1629-07 - ISO Work Item: ISO 3690 will be transmitted to ISO for DIS balloting.
Title of proposed standard, “Welding and allied processes - Procedure for determining the hydrogen content in arc welding”.
Document II-1634-07 “Computer aided determination of diffusible hydrogen in weld metal” by V. A. Karkhin
was recommended as a Class A technical paper for publication in Welding in the World.
Document II-1635-07 “Cold cracking test - Overview” by T. Kannengiesser
was recommended as a Class B Guidelines for publication in Welding in the World.
IIW document number II-1637-07 contains the confirmation of ISO 8249:2000
Title of standard, “Determination of ferrite in austenitic and duplex ferritic-austenitic Cr-Ni stainless steel weld metals”.
IIW document number II-1638-07 contains the confirmation of ISO 6847:2000
Title of standard, “Welding consumables - Deposition of a weld metal pad for chemical analysis”.
Document II-1643-07 “Methods for corrosion testing and application for failure analysis” by S. Schultze
Document II-1644-07 “Evaluation of hot cracking susceptibility of some austenitic stainless steels and a nickel-base alloy”
by A. Bhaduri
Document II-1646-07 “Effect of various factors on toughness of P92 SAW weld metal” by C. Chovet
Document II-1647-07 “Accelerated creep testing of new creep resistant weld metals” by S. Mandziej
Title of proposed standard, “Welding and allied processes - Flux and gas shielded electrical welding processes - Procurement
guidelines for consumables”.
IIW document number II-1653r1-07 - ISO Work Item: ISO 3580 will be transmitted to ISO for DIS balloting.
Title of proposed standard, “Welding consumables - Covered electrodes for manual metal arc welding of creep resisting steels
- Classification”.
Title of proposed standard, “Welding consumables - Covered electrodes for manual metal arc welding of stainless and heat resisting steels - Classification”.
Document II-1658-07 “Determination of residual stresses in low transformation temperature (LTT) weld metals using x-ray
and high energy synchrotron radiation” by A. Kromm
(segue)
COMMISSIONE III - Resistance welding, solid state welding and allied joining processes
Document III-1423-07 “Share of spot welding and other methods in automotive production” by M. Janota, H. Neumann
Document III-1424-07 “Friction Stir Welding of aluminum high pressure die castings: Parameter optimisation and gap bridgeability” by W.Van Haver, X. Stassart, B. de Meester, A. Dhooge
was recommended as a Class A research paper (peer reviewed) for publication in Welding in the World.
Document III-1426-07 “Developments in NDT Focusing Defects in FSW of aluminum alloys” by T. Santos, P.Vilaça, L. Quintino
Document III-1427-07 “Formation of Friction Welding joints in heat resistant alloys” by S. I. Kuchuk-Yatsenko, I.V. Ziakhor
Document III-1428-07 “Recent developments in friction stir welding and friction materials processing of titanium and titanium
alloys” by M. Russell, C. Blignault, N. Horrex, C.Wiesner
Document III-1429-07 “Cracking and local melting in Mg-alloy and Al-alloy during Friction Stir Spot Welding” by M.Yamamoto,
A. Gerlich,T. H. North, K. Shinozaki
Document III-1430-07 “Monitoring of the Friction Stir Welding process to describe parameter effects on joint quality”
by T. Jene, G. Dobmann, G.Wagner, D. Eifler
Document III-1431-07 “Friction Stir Welding of non-weldable aluminum alloys of 2000 and 7000 series” by A. Pietras, B. Rams,
Al.Węglowska, M.Węglowski, L. Zadroga
Document III-1432-07 “Towards multidimensionality and flexibility in FSW using an industrial robot” by M. Soron
Document III-1433-07 “Aluminium Friction Stir processing of Al 6061” by M. Iordachescu, P. Vilaça, D. Iordachescu, J.A. Porro
Document III-1434-07 “Aspects of the material flow during Friction Stir Welding of 5754 Al alloy” by B. Radu, D. Dehelean,
R. Susan-Resiga,V. Safta
Document III-1435-07 “Microstructure and properties of Friction Stir Processed investment Cast Ti-6Al-4V” by A. Pilchak,
M. Juhas, J.Williams
Document III-1436-07 “Metallurgical aspects of friction welds in a AE42 magnesium alloy” by G. Pinheiro, C. Olea,
J.F. dos Santos, K.U. Kainer,
Document III-1437-07 “Measuring methods to describe the fatigue behaviour of Friction Stir Welded aluminium joints”
by M. Gutensohn, G.Wagner, D. Eifler
Document III-1444-07 “Prediction of post weld hardness of advanced high strength steels for automotive application using a
dedicated carbon equivalent number” by N.J. den Uijl, H.Nishibata, S. Smith,T. Okada,T. van der Veldt, M. Uchihara, K. Fukui
Document III-1445-07 “Development of a system for resistance welding of multiple dissimilar joints in a motor projection
switch” by J. Macek, E. Batista, I. Polajnar, J. Diaci was recommended as a Class A research paper (peer reviewed) for publication
in Welding in the World.
(segue)
Document III-1447-07 “On the influence of reduced cooling time in RSW” by E.Tolf, J. Hedegard
Document III-1453-07 “Mechanical properties of Friction Stir Welded carbon steel joints - Friction Stir Welding with and
without transformation” by H. Fujii, L. Cui, K. Nakata, K. Nogi
Document III-1458-07 “Effect of welding cycle on the fatigue behaviour of resistance spot welded dual phase steels” by F. Rossillon, A. Galtier, J.L. Robert, M. Duchet, A. Lens
Proposal to revise ISO 14271, IIW document number III-1460-07
Title of proposed standard, “Vickers hardness testing of resistance spot, projection and seam welds (low load and microhardness)”.
Scope:The International Standard specifies the procedure for the hardness testing of etched cross sections of resistance spot
projection and seam welds made in sheets of thickness ≥ 0.5mm.
Justification and aim of the Document: the current ISO 14271 has a problem to measure the hardness distribution of high
strength steel sheets because the positions of measuring points are not adequate
Target date for first draft:
Target date for first ballot (DIS):
Target date for final ballot (FDIS):
2007-08-31
2009-05-30
2010-05-30
IIW should require to CENELEC to reconsider the limit values of human exposure to electromagnetic fields specified in the
new draft standard prEN 50445 from viewpoint of harmonizing health risks and social costs because we could not find any
concrete evidence of that the limit values for ELF EMF have clearly scientific backgrounds for the occupational adults.
COMMISSIONE IV - Power beam processes
Document IV-932-07 “Thick plate CO2-laser based hybrid welding of structural steels” by J. K. Kristensen
Document IV-934-07 “Innovative design of an electron beam generator to meet requirements for beam stability, repeatability
and beam quality” by D. von Dobeneck
Document IV-935-07 “Analysis of different laser welding processes for joining hard metals to steel” by R. M. Miranda, L. Quintino, A. Costa, J. Prata Pina
Document IV-936-07 “Reduction of hot cracking in laser welding using hypereutectic AISi filler wire” by F. Buschenhenke,
T. Seefeld, F.Vollertsen
Document IV-938-07 “Humping effect in welding of steel with single-mode fibre laser” by C.Thomy,T. Seefeld, F. Vollertsen
Document IV-948-07 “Study of properties of layers deposited with laser by use of powder fillers containing diborides”
by I. Kovaríková, P. Blaskovits, F. Kolenic, P. Fodrek, P. Blazicek
COMMISSIONE V - Quality control and quality assurance of welded products
Document V-1347-06 “Method of metal magnetic memory (MMM) and inspection instruments training handbook”
by A. A. Dubov, S. M. Kolokolnikov
was recommended as a Class B book/booklet.
Document V-1393-07 “State of the art overview to standardization in radiology/radiography” by U. Ewert et al.
COMMISSIONE VIII - Health, safety and environment
IIW document number VIII-2054R1-07
Title of proposed standard “ISO TR xxxx - Health and safety aspects of welding - Non consumable thoriated tungsten electrodes”.
(segue)
IIW document number VIII-2057R1-07 will be transmitted to ISO for publication as a Technical Report
Title of proposed standard, “ISO TR xxxx - Health and safety aspects of welding - Fume components related to welding
process and consumable type”.
During the joint meeting held on 04/07/2007 on Health and Safety in welding, the following recommendation has been considered.
Background
European Directive 2004/40/EC recommends the management of EMF exposure in working and non working conditions as
follows:
- basic restriction are given to be fulfilled, referring to units which are measurable only with technical difficulties
- action values are given, in measurable units, that require measurements or evaluation according to the basic restriction if
exceed.
CENELEC and IEC/TC26 produced relevant harmonised standards, referring to the same limits.Those are in the final approval
stage.
It is ascertained that resistance and arc welding equipment can quite frequently exceed action values therefore requiring evaluation of compliance to basic restrictions.
Recommendation
It is recommended the following actions to be taken:
1. IIW gets in contact with CENELEC and IEC/TC26 in order to require for revision of the relevant standards (prEN 50505),
in order to consider methods for EMF measurement which can be much more easily applied to welding appliances.
2. IIW gets in contact with the European Commission in order to stress the importance of promoting research in the field of
methods for EMF measurement which can be much more easily applied to welding appliances.
Proposal to write an ISO/TR under route II
Title of proposed standard, “Health and safety aspects of welding - Health and safety checklist”.
Scope:Technical report - This TR provides checklist for the assessment of health and safety aspects of welding fabrication of
metallic materials including on-site repair work.
Target date for first draft: July 2008.
COMMISSIONE IX - Behaviour of metals subjected to welding
Document IX-2199-06 “Single sensor differential thermal analysis of phase transformations and structural changes during
welding and postweld heat treatment” by B. Alexandrov, J. Lippold
was again recommended as a Class A research paper for publication in Welding in the World.
Document IX-2228-07 “Weldable 12Cr ferritic stainless steel with expanded field of application” by E. Deleu, A. Dhooge
Document IX-2230-07 “Suitable corrosion testing methods for welded joints” by B. Holmberg, A. Bergqvist
As provided by the regulations of the IIW, the Granjon paper (category B)
Document IX-2231-07 “The development of a compressive residual stress field around a weld toe by means of phase transformations” by F. Martinez Diez
Document IX-2232-07 “Effect of post-weld straining on temper-rolled austenitic stainless steel welds” by E. Westin,
H. Engström
Document IX-2233-07 “The influence of interstitial diffusion across the fusion line on the HAZ microstructure and properties
in 12 % chromium type 1.4003 steels” by M. du Toit, A. M. Meyer
Document IX-2234-07 “Disbonding of austenitic stainless steel cladding following high temperature hydrogen service”
by M. Gittos, J.L. Robinson,T.G. Gooch
Document IX-2235-07 “On the influence of hot straining of austenite in solid-state welding process of high carbon steel”
by M. Maalekian, E. Kozeschnik, H.P. Brantner, H. Cerjak
(segue)
Document IX-2237-07 “Reheat cracking susceptibility and ductility & toughness behaviour of 2%CrMo(W)V P23 steel simulated HAZs and multipass welds made using matching and mis-matching filler metals” by P. Nevasmaa, J. Salonen
Document IX-2238-07 “Development of in-situ microstructure observation technique in welding” by Y. Komizo, H.Terasaki,
M.Yonemura,T. Osuki
Document IX-2240-07 “Effects of preheating and interpass temperature on stresses in S1100QL multi-pass butt-welds”
by P.Wongpanya,Th. Boellinghaus, G. Lothongkum,Th. Kannengiesser
Document IX-2241-07 (Revised II-A-111-06) “Cold cracking tests” by Th. Boellinghaus,Th. Kannengiesser
was recommended as a Class A overview paper for publication in Welding in the World.
Document IX-2243-07 “Crystal growth in laser surface melting and cladding of Ni-base single crystal superalloy”
by K. Nishimoto, K. Saida,Y. Fujita
Document IX-2247-07 “The creep rupture strength of dissimilar joints by friction joining” by M.Yamazaki, T. Watanabe,
H. Hongo
Document IX-2252-07 “Microstructural development during laser cladding of low-C martensitic stainless steel”
by C. van Rooyen
COMMISSIONE X - Structural performance of welded joint and fracture avoidance
Document X-1614-07 “Effect of an unwelded face on behaviour of brittle crack arrest in tee-joint structure” by T. Handa,
S. Suzuki, N. Kiji, M.Toyoda,T. Miyata
Document X-1615-07 “Numerical investigations on the residual stress fields on a cladded plate due to the cladding process”
by M. Brand, D. Siegele
Document X-1617-07 “Evaluation of heterogeneity of microscopic deformation and stress distribution in steel and its weld by
FEM-MD coupling simulation” by M. Mochizuki, R. Higuchi,Y. Mikami, M.Toyoda
Document X-1618-07 “Reduction of welding deformation by split laser beams in automobile parts” by H. Shirai, M. Mochizuki,
M.Toyoda
Document X-1620-07/XIII-2169-07 “Numerical analysis of weld distortion considering phase transformation effect”
by Y. Mikami
was recommended as Class A research paper (peer reviewed) for publication in Welding in the World.
Document X-1621-07 “Data required to assess fitness for service of a structure presenting a defect” by M. Bousseau
was recommended as guidelines for publication in Welding in the World.
Document X-1624-07 “3D finite element analysis on influence of various factors for reducing welding distortion of fillet
welded structures” by L. Zhang, H. Serizawa, H. Murakawa
Document X-1628-07 “Simulation of the effects of steel properties and plastic constraint on CTOD-R-curve” by T. Fukahori,
M. Ohata, F. Minami
Document X-1629-07 “Fatigue crack propagation and fracture analysis of aerospace Al-Alloy flat panels with laser beam
welded stringers and clips” by M. Koçak, B. Petrovski,V. Uz
(segue)
COMMISSIONE XI - Pressure vessels, boilers and pipelines
Document XI-880-07 “Welding of the high grade pipeline steel X-80 and description of different pipeline projects” by S. Felber
Document XI-881-07 “Mechanical-technical and fracture mechanical properties of the high grade pipeline - Steel X80 with
results of different pipeline projects” by S. Felber
IIW document number XI-883-07 will be transmitted to ISO for publication.
Title of proposed standard, “Test procedure for creep crack initiation and growth testing of metallic materials”.
COMMISSIONE XII - Arc welding processes and production systems
Document XII-1917-07 (Granjon A) “Utilization of the arc light emission emitted during TIG welding to monitoring this
process” by M.Weglowski
Document XII-1930-07 “Measurement and numerical simulation of electromagnetic fields in arc welding” by S.Yamane,
Y.Yamamoto, K. Oshima
Document XII-1932-07 “Modelling and simulation of gas flows in arc welding - Implications for shielding efficiency and fume
extraction” by P. Cooper, A. Godbole, J. Norrish
COMMISSIONE XIII - Fatigue of welded components and structures
IIW document number XIII-2140-07 will be transmitted to ISO for publication.
Title of proposed standard, “Recommendations on the fatigue testing of welding components”.
Document XIII-2157r1-07/XV-1249r1-07 “Fatigue design values for welded joints of the wrought magnesium alloy AZ31
(ISO-MgAl3Zn1) according to the nominal, structural and notch stress concepts in comparison to welded steel and aluminium
connections” by C. M. Sonsino, Ö. Karakas, A. Gülsöz, M.Vogt, K. Dilger
Document XIII-2163-07 “Study on improvement of fatigue strength of welded joints in bridges by new functional structural
steel plates” by N. Konda
Document XIII-2169-07/X-1620-07 “Numerical analysis of weld distortion considering phase transformation effects”
by Y. Mikami
Document XIII-2170-07 “Fatigue improvement of weld repaired crane runway girder by ultrasonic impact treatment”
by T.Tominaga
Document XIII-2174-07 “Influence of parent metal strength on the fatigue strength of parent material with machined and
thermally cut edges” by J-O. Sperle
Document XIII-2175-07 “Fatigue strength and weld defect assessment of cruciform joints fabricated with different welding
processes” by Z. Barsoum, B. Jonsson
Document XIII-2184-07 “Effect of weld quality and postweld improvement techniques on the fatigue resistance of extra high
strength steels” by H. P. Lieurade, I. Huther, F. Lefebvre
COMMISSIONE XV - Design, analysis and fabrication of welded structures
Document XV-1248-07 “Cost minimization of a ring-stiffened conical shell loaded by external pressure” by J. Farkas, K. Jarmai,
F. Orbans
was recommended as a Class A research paper (peer reviewed) document for publication in Welding in the World.
(segue)
Document XV-1251-07 “Certification scheme for robot welding operators for building structures in Japan” by H. Matsumura,
H. Aoki,T. Nakagomi, N.Takeuchi, S. Nakayama
Document XV-1252-07 “Effect of heating correction on mechanical behaviour of steel structural members” by M. Hirohata,
Y. C. Kim
COMMISSIONE XVI - Polymer joining and adhesive technology
Document XVI-868-07 “Non-contact method for estimating coutour laser transmission welding start-up conditions”
by M. Chen G. Zak, P.J. Bates
Document XVI-871-07 “Weld quality in dependence of energy for the quasi-simulataneous welding process” by L. Wilke,
V. Schoppner, H. Potente
Document XVI-872-07 “Effect of geometry on vibration of PMMA and ABS” by C.Y.Wu, P.J. Bates, M. Aghamirian
Document XVI-873-07 “Use of piezoelectric shear stress transducer in vibration welding quality control” by P.J. Bates,
M. Arhamirian, M. Kontopoulou, R. Prabhakaran, B. Baylis
COMITATO RISTRETTO ENV - Environment
IIW document number SC-ENV-61r2-07 will be transmitted to ISO for publication as a Technical Report.
Title of proposed standard, “ISO TR xxxx - Welding and allied processes - Environmental management of welding fabrication”.
COMITATO RISTRETTO QUAL - Quality management
Document SC-QUAL-85r1-07 “Guidance for a checklist for an audit according to ISO 3834”
was recommended as a Class B Guidelines for publication in Welding in the World.
GRUPPO DI STUDIO 212 - Phisics of welding
Document SG-212-1101-07 “Modelling of laser drilling process considering multiple laser reflections and evaporation”
by Y. Hirata
was recommended as a research paper (peer reviewed) for publication in Welding in the World.
Document SG-212-1106-07 “Numerical simulation of MIG weld pool in switch back welding” by S.Yamane
Document SG-212-1107-07 “Metal vapour behaviour in thermal plasma of gas tungsten arcs during welding” by M.Tanaka
TABELLA VIII - Regole e linee guida di riferimento dello IAB e dell’EWF
Regole
IAB-001-2000/EWF-416
Rules for the implementation of IIW Guidelines
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
Figure di ispezione
IAB-041-2000/EWF-450
IWIP – International Welding Inspection Personnel - Comprehensive, - Standard, - Basic
Altre figure
IAB-201-04
International Welded Structures Designer
N.B. - È in corso lo sviluppo di ulteriori linee guida:
• International Welding Instructor
• Distance Learning
TABELLA IX - Membri del Consiglio di Amministrazione dell’IIW fino al 31.12.2007
Presidente
C. Smallbone (Australia)
Tesoriere
D. von Hofe (Germania)
Consiglieri
P. Bourges (Francia)
H. Cerjac (Austria)
B. de Meester (Belgio)
D. Koteky (USA)
S. Kraly (Croazia)
H. Miyata (Giappone)
J. Packer (Canada)
L. Quintino (Portogallo)
B. Raj (India)
C. Wiesner (Inghilterra)
Figura 7 - Il Prof. Horst Cerjak, Presidente
del Comitato Organizzatore Austriaco, riceve
la bandiera per il Congresso IIW 2008.
Presidente Emerito
B. Pekkari (Svezia)
Amministratore Delegato
D. Beaufils (Francia)
Relativamente alla gestione amministrativa, è anzitutto da segnalare l’elezione
in Assemblea Generale del nuovo Presidente Prof. Ulrich Dilthey (Germania) e
dei tre nuovi membri del Consiglio di
Amministrazione (Tab. IX) Prof. Quiang
Chen (R. P. Cinese), Dr. Chee- Pheng
Ang (Singapore) e Dr. Ray W. Shook
(USA), che inizieranno il loro servizio
l’anno prossimo e resteranno in carica
per un triennio. Inoltre il Dott. Andrè
Charbonnier (Francia) è stato eletto
nuovo Amministratore Delegato dal
1° Gennaio 2008, per il pensionamento
del precedente, Daniel Beaufils, che è
stato calorosamente ringraziato dall’as-
semblea per la sua importante opera di
riorganizzazione ed ammodernamento
della struttura del segretariato IIW.
Sono anche stati riammessi o ammessi
come nuovi Paesi Membri la Grecia,
l’Indonesia, la Corea e la Tunisia,
mentre sono in corso contatti per l’ingresso di una decina di 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, il Business plan
2007/12, nonché il Rapporto sull'attività
2006 e il Bilancio 2006, entrambi, come
negli anni passati, molto soddisfacenti.
Il prossimo Congresso Annuale IIW
(Fig. 7) si svolgerà a Graz (Austria, dal 6
all’ 11 Luglio 2008); quelli successivi si
terranno a Singapore (dal 12 al 18
Luglio 2009), a Kiev (Ucraina, dal 10 al
18 Luglio 2010), a Mumbai (India, Settembre 2011), negli USA (2012).
Inoltre sono previsti Congressi Regionali IIW in India (Chennai, 8 - 10
Gennaio 2008), in Brasile (Sao Paulo,
14 - 16 Maggio 2008), in Cina (Tianjin,
10 - 13 Ottobre 2008), in Nigeria (Febbraio/Marzo 2009), in Iran (Novembre/Dicembre 2009), in Israele (Gennaio
2010) e in Indonesia (Marzo 2010).
Corso di qualificazione per International Welding
Inspector
Genova 2008
L’ISTITUTO ITALIANO DELLA SALDATURA, secondo la programmazione descritta nell’Attività
Didattica 2008, organizza presso la propria sede di Genova un Corso completo di Qualificazione
ad International Welding Inspector (livello Comprehensive, IWI-C).
A tale Corso potranno partecipare anche candidati non in possesso dei requisiti di cui al punto successivo, concordando con la Segreteria le modalità per la propria iscrizione, per il conseguimento di
Diplomi al livello Standard o Basic.
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 corsi 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,
dal 5 al 9 Maggio 2008
dal 9 al 13 Giugno 2008
dal 14 al 18 Luglio 2008
Modulo Welding Inspection:
prima settimana,
seconda settimana
terza settimana,
dall’8 al 12 Settembre 2008
dal 6 al 10 Ottobre 2008
dal 10 al 12 Novembre 2008
Il Corso sarà tenuto presso la Sede dell’IIS di Genova, in Via 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 22 e 23 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 € 425,00
(+ IVA).
Iscrizione al Corso
Per iscriversi al Corso è sufficiente utilizzare il modulo cartaceo fornito con l’Attività Didattica 2008
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 € 5.000,00 (+ IVA), comprensiva della
collana delle pubblicazioni specifiche dell’IIS 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), intestato all’Istituto Italiano della Saldatura.
Informazioni
Per ulteriori informazioni è possibile rivolgersi all’Istituto Italiano della Saldatura (Via Lungobisagno Istria 15, 16141 Genova), Divisione Formazione, al numero 010 8341371 (fax 010 8367780),
oppure all’indirizzo di posta elettronica [email protected]).
Sviluppi e tendenze nella formazione
professionale armonizzata
(°)
M. Murgia *
Sommario / Summary
Dopo oltre quindici anni di esperienza, lo schema internazionale per la qualificazione delle Figure Professionali in saldatura può essere considerato maturo e diffusamente riconosciuto.
Tuttavia, le persone qualificate in accordo ad uno schema internazionale è interessato al mantenimento ed all'aggiornamento delle proprie conoscenze ma per traguardare tale risultato non sono presenti in ambito IIW o EWF proposte
armonizzate.
Occorre osservate che il lifelong learning è tuttavia un obiettivo strategico dell'Unione Europea, come stabilito alcuni anni
fa a Lisbona (con la cosiddetta Lisbon strategy) ed ogni
nazione europea ha un preciso benchmark da rispettare in prospettiva in termini di percentuale di lavoratori coinvolti in programmi di lifelong learing.
Scopo del presente articolo è l'analisi delle più recenti proposte nel campo della formazione armonizzata (ad esempio, le
Guideline riguardanti il Welding Designer, il personale
addetto alle prove metallografiche, i trattamenti termici dopo
saldatura); infine, una beve panoramica si propone lo scopo di
descrivere le proposte di maggiore rilevanza per lo sviluppo di
programmi basati sull'utilizzo di Personal Computer (CBT) o
di formazione a distanza (DL).
On the other hand, people already qualified according an international scheme are interested in maintaining and upgrading their knowledge but for getting such a result no harmonized proposal are available on the IIW or EWF scenario.
It should be noted that lifelong learning is a well defined
strategic goal of the EU policy, as agreed some years ago in
Lisbon (the so called Lisbon strategy) and each EU country
has a clear benchmark to respect in perspective in terms of
percentage of workers involved in lifelong learning programs.
The scope of the present article is the analysis of the most
recent proposals in the field of the harmonized training (e.g.,
the Guidelines concerning the Welding Designer, the personnel involved in metallographic examination and in post weld
heat treatments); finally, a short overview aims to describe
the most relevant proposals for implementing education programs by Computer Based Training (CBT) or Distance
Learning (DL).
After more than fifteen years of experience, the international
scheme for the qualification of personnel in welding related
activities can be considered mature and widely recognized.
Keywords:
Development; education; Europe; EWF; future; IIW; operators; personnel qualification.
(°) Memoria presentata alle Giornate Nazionali di Saldatura 4
- Convention IIS Club - Genova, 25-26 Ottobre 2007.
* Istituto Italiano della Saldatura - Genova.
M. Murgia - Sviluppi e tendenze nella formazione professionale armonizzata
1. Introduzione
La presente relazione si propone l’obiettivo di analizzare le attuali tendenze
nello sviluppo di prodotti formativi armonizzati a livello internazionale, con
particolare riferimento alle proposte potenzialmente utili al mantenimento delle
conoscenze acquisite e alla disponibilità
di corsi di formazione in modalità “Distance Learning”.
2. Riferimenti
• Gazzetta ufficiale delle Comunità
europee - Risoluzione del Consiglio
del 27 Giugno 2002 sull’apprendimento permanente (2002/C 163/01).
• Doc. EWF 627-07 EWF Special
Course - Personnel with the responsibility for Macroscopic and Microscopic Metallographic Examination of
Structural Materials and their Joints
Prepared/Produced by Welding and
Allied Techniques. Minimum Requirements for the Education, Examination and Qualification.
• IAB-201-06 IIW Guideline - International Welded Structures Designer Minimum Requirements for the Education, Examination and Qualification.
• EWF Draft Personnel with the responsibility for Welded Joints Heat
Treatment - Minimum Requirements
for the Education, Training, Examination and Qualification of Personnel.
• Glossario ASFOR versione 2006 “ Le
parole dell’e-learning”.
3. Scenari
Le attuali linee di sviluppo nella formazione armonizzata, trascurando i continui aggiornamenti cui sono sottoposte
le Guideline più note (Welding Coordination Personnel, Welding Inspection
Personnel) possono certamente essere
suddivise in due tipologie fondamentali:
• programmi rivolti a personale già in
possesso di una formazione di base,
ad esempio come Welding Engineer o
Technologist, per approfondirne le
competenze in specifiche materie; tali
programmi non sono organicamente
strutturati in ambito internazionale
(EWF o IIW, in particolare) ma
possono riferirsi a Guideline definite
da tali organizzazioni.
• Programmi di formazione a distanza,
come parziale alternativa ai tradizionali corsi di formazione tenuti con
docenza frontale.
Come descritto nel relativo paragrafo, i programmi di formazione a
distanza (DLC - Distance Learning
Courses) sono nati per effetto di esigenze di nazioni con specificità territoriali, ad esempio l’Australia, per
consentire agli studenti più lontani
l’accesso ai corsi di formazione; tuttavia, in un secondo tempo, essi
hanno raccolto l’interesse anche di
altre realtà nazionali, con particolare
riferimento a quegli allievi - tipicamente occupati - non in grado di assentarsi dal proprio posto di lavoro
per periodi prolungati.
4. Aggiornamento professionale
Un argomento di grande interesse, tanto
per i diretti interessati quanto per le rispettive aziende di appartenenza, è certamente quello dell’aggiornamento professionale delle Figure Professionali
(peraltro riconducibile al contesto della
Continuous Education) e, quando necessario, dell’approfondimento di talune
loro competenze di base.
Prima di valutare, in forma sintetica, le
proposte più significative maturate recentemente nell’ambito dell’European
Welding Federation (EWF) o dell’International Institute of Welding (IIW), può
essere utile ricordare il contesto di riferimento in ambito europeo, cui tutti i paesi
membri sarebbero invero tenuti a svolgere un ruolo assolutamente definito.
4.1 Il contesto dell’Unione Europea:
gli indirizzi comunitari
Il Consiglio Europeo di Lisbona del
Marzo 2000 ha affidato all’Unione
Europea l’obiettivo strategico, ribadito
nel Consiglio Europeo di Stoccolma del
Marzo 2001, di diventare l’economia
basata sulla conoscenza più competitiva
e dinamica del mondo.
Gli elementi chiave della strategia, volta
a raggiungere tale obiettivo, sono l’adattamento dell’istruzione e della formazione onde offrire opportunità di apprendimento su misura ai singoli
cittadini in tutte le fasi della loro vita
nonché la promozione dell’occupabilità
e dell’inclusione sociale mediante l’investimento nelle conoscenze e competenze dei cittadini e la creazione di una
società dell’informazione per tutti oltre
all’incoraggiamento della mobilità.
La società basata sulla conoscenza, unitamente alle più ampie tendenze socioeconomiche quali la globalizzazione, i
cambiamenti nelle strutture familiari, il
cambiamento demografico e l’impatto
delle tecnologie della società dell’informazione, offre all’Unione Europea e ai
suoi cittadini, molti benefici potenziali,
ma pone anche molte sfide. I cittadini
hanno un gran numero di nuove opportunità in termini di comunicazione, viaggi
e occupazione; per trarne profitto e partecipare attivamente alla società è necessaria un’acquisizione permanente di conoscenze e competenze.
Nel contempo, il vantaggio competitivo
dipende sempre di più dall’investimento
nel capitale umano. Le conoscenze e le
competenze sono quindi anche un importante motore della crescita economica. Considerato l’attuale clima di incertezza economica l’investimento nelle
persone diventa ancora più importante.
Tra gli aspetti meno positivi vi sono i notevoli rischi e le incertezze legati alla
società basata sulla conoscenza, che
rischia di accrescere le disuguaglianze e
l’esclusione sociale.
La disuguaglianza affonda le sue radici
nelle prime fasi della vita, in cui la partecipazione all’istruzione di base rappresenta un fattore chiave: nel 2000 la proporzione di persone tra i 25 e i 64 anni
nell’UE che avevano raggiunto almeno
un livello d’istruzione secondaria superiore, era soltanto del 60,3%. Notevoli
disparità tra gli Stati membri si stanno
forse riducendo grazie a una migliore
scolarizzazione di successive leve di
giovani, ma quasi 150 milioni di persone
nell’UE prive di un livello d’istruzione
di base, sono esposte a un alto rischio di
emarginazione.
L’apprendimento permanente ormai da
anni è oggetto di discussioni e sviluppi
politici.
Tuttavia, oggi si avverte ancora di più la
necessità che ogni cittadino acquisisca le
competenze e conoscenze necessarie per
cogliere i vantaggi e affrontare le sfide
legate alla società basata sulla conoscenza.
Per tale motivo il Consiglio Europeo di
Lisbona ha ribadito che l’apprendimento
permanente è una componente basilare
del modello sociale europeo e un’alta
priorità nella strategia europea per l’occupazione.
In termini economici l’occupabilità e
l’adattabilità dei cittadini sono vitali per
l’Europa affinché essa possa tenere fede
al suo impegno a diventare l’economia
basata sulla conoscenza più competitiva
e dinamica del mondo. Carenze di mano
d’opera e scarsità di competenze rischiano di limitare la capacità del-l’Unione Europea di assicurare una crescita
ulteriore in qualsiasi punto del ciclo economico.
L’apprendimento permanente è chiamato quindi a svolgere un ruolo fondamentale ai fini di rimuovere gli ostacoli
che impediscono alle persone di accedere al mercato del lavoro o ne limitano
le possibilità di carriera al suo interno.
L’apprendimento permanente è tuttavia
qualcosa di più che un semplice fattore
economico. Esso promuove anche gli
obiettivi e le ambizioni dei paesi europei
di diventare più inclusivi, tolleranti e
democratici e costituisce la promessa
di un’Europa i cui cittadini abbiano l’opportunità e la capacità di realizzare le
loro ambizioni e partecipare alla costruzione di una società migliore. In effetti,
secondo un recente rapporto dell’OCSE,
risulta sempre meglio comprovata la relazione tra l’apprendimento e l’investimento nel capitale umano non solo con
un aumento del PIL, ma anche con una
maggiore partecipazione civica, un maggiore senso di benessere e una minore
criminalità.
Elevati livelli di istruzione e opportunità
costanti di apprendimento, ove questi
siano accessibili per tutti, recano un importante contributo alla riduzione delle
disparità e alla prevenzione dell’emarginazione. Ciò solleva però importanti
questioni sul modo in cui i ben dotati
sistemi tradizionali di istruzione e formazione possano tenere il passo con gli
sviluppi menzionati sopra. L’entità della
sfida è evidenziata dai dati sulla partecipazione. Sebbene l’indagine sulle forze
di lavoro non copra tutte le fasce di età e
tutti i tipi di apprendimento, i suoi risultati sono tuttavia significativi: la partecipazione delle persone tra i 25 e i 64 anni
all’istruzione e alla formazione, nell’UE
nel 2000 era soltanto dell’8%. Siamo
dunque ben lontani dall’ideale dell’apprendimento permanente per tutti. In tale
contesto, cresce in Europa la convinzione che per le politiche in materia
d’istruzione e formazione, sia necessario
sviluppare e attuare radicalmente un
nuovo quadro dell’apprendimento permanente. Mentre le politiche tradizionali
hanno avuto la tendenza a insistere
troppo sui dispositivi istituzionali, l’apprendimento permanente si concentra
sulle persone e sulle aspirazioni collettive ad una società migliore.
Il principio dell’apprendimento permanente tiene conto dell’insieme dell’offerta e della domanda di opportunità
d’apprendimento. Esso prende in considerazione le conoscenze e le competenze acquisite in tutti gli ambiti della
vita moderna e che quindi sono utili per
fare fronte ai problemi della società
attuale.
Considerato che pochi Stati membri raggiungono il tasso di spesa globale del
Canada, della Corea del Sud, della Norvegia e degli Stati Uniti, occorre investire di più, in modo più efficace e
più equo per assicurare l’attuazione
reale dell’apprendimento permanente
nell’UE.
È per questo motivo che il Consiglio
Europeo di Feira del Giugno 2000 ha invitato “gli Stati membri, il Consiglio e la
Commissione [...] ciascuno nelle rispettive aree di competenze, ad individuare
strategie coerenti e misure pratiche al
fine di favorire la formazione permanente per tutti”.
4.2 Il principio del lifelong learning
Sulla base dei presupposti descritti al
paragrafo precedente, con la Relazione
della Commissione del 31.01.2001 (Gli
obiettivi futuri e concreti dei sistemi di
istruzione) è stato definito come Obiettivo numero 2 “Rendere l’accesso all’apprendimento più facile e più diffuso
lungo tutto l’arco della vita”.
Nella sostanza, è necessario modificare
le modalità in cui l’istruzione e la forma-
zione vengono impartite se si desidera
che siano disponibili per tutti; rendere
l’apprendimento più attraente e collegare l’offerta alla domanda; garantire
che i contenuti siano adatti all’esigenza
di tutti.
Nello stesso anno, è stata emanata la comunicazione della Commissione
Europea (2001) “Realizzare uno spazio
europeo dell’apprendimento permanente”.
Come può essere definito l’apprendimento permanente?
Una possibile definizione di “lifelong
learning” può essere: il complesso delle
attività svolte lungo tutto l’arco della
vita allo scopo di aumentare conoscenze,
abilità e competenze con una prospettiva
personale, civile, sociale e/o in relazione
al lavoro.
L’Unione Europea, tuttavia, non si è limitata ai passi sopra riassunti, che
avrebbero potuto tradursi in mere enunciazioni di principio, ma ha fissato obiettivi numerici importanti, forse addirittura ambiziosi.
In particolare, i parametri di riferimento
europei stabiliti in data 20 Novembre
2002, da raggiungere entro il 2010 riguardano la percentuale di persone attive
ed adulte tra 25 e 64 anni che prendano
parte ad attività di formazione.
A tutto il 2001, si consideri che la percentuale media UE della popolazione di
età compresa fra i 25 e i 64 anni che ha
assolto almeno l’istruzione secondaria
superiore risultava:
• media UE:
65,7%
• tre paesi con migliori risultati: 82,7%
• Italia:
46,2%
Inoltre, il livello medio UE di partecipazione all’apprendimento lungo tutto
l’arco della vita (popolazione attiva
adulta tra 25 e 64 anni):
• media UE:
8,4%
• tre paesi con migliori risultati: 19,6%
• Italia:
5,1%
Infine, sono stati definiti veri e propri Indicatori e Benchmark (Maggio 2006),
traguardando il 2010: la percentuale di
popolazione di età compresa tra i 25 e i
64 anni che prenda parte ad attività di
formazione dovrà essere almeno pari al
12,5 %; a titolo di esempio, nelle quattro
settimane precedenti l’indagine risultava
essere:
• nell’anno 2000 il 7,9 (il 5,5 in Italia)
• nell’anno 2004 il 10,3
• nell’anno 2005 il 10,8 (il 6,2 in Italia).
A fronte di questo programma, giustificato quanto ambizioso, l’Unione
Europea ha provveduto ad aggiornare ed
integrare alcune delle proprie linee di finanziamento allo scopo di generare un
vero e proprio supporto economico volto
a favorire il raggiungimento degli obiettivi sopra riassunti.
In particolare, tale programma ha durata
settennale (dal 2007 al 2013; la precedente programmazione riguardava i
periodi 2000 - 2006; 2000 - 2004; 2004 2006).
Il bilancio complessivo è fissato in 7 miliardi di euro; il budget dei progetti può
variare da 25.000 a 500.000 € (ad eccezione dei progetti orientati alla mobilità),
con un contributo variabile tra il 50 ed il
75 % del costo totale del progetto (i progetti possono avere durata tra 1 e 3 anni).
La copertura geografica del programma
riguarda:
• 27 Stati membri dell’UE;
• Norvegia, Islanda e Liechtenstein
(SEE);
• Paesi candidati (Turchia, Croazia, ex
Repubblica jugoslava di Macedonia);
• Paesi dei Balcani occidentali;
• Confederazione svizzera.
Sono ammessi a partecipare al programma istituti di formazione e di istruzione a tutti i livelli, enti pubblici, organizzazioni no-profit, aziende pubbliche e
private.
Nello specifico, i budget assegnati orientativamente a singoli progetti sono:
• Comenius - 1047 milioni di €
• Erasmus - 3114 milioni di €
• Leonardo Da Vinci - 1725 milioni
di €
• Grundtvig - 358 milioni di €
• Programma Trasversale - 369 milioni
di €
• Jean Monnet - 170 milioni di €,
con priorità alle azioni di mobilità (80%
del budget).
È quasi superfluo ricordare che sono privilegiati i progetti caratterizzati da forte
innovatività, con l’obiettivo di assecondare le linee di tendenza oramai ampiamente consolidate nella richiesta di
specifiche competenze professionali
(Fig.1).
4.3 Gli strumenti armonizzati per la
continuous education
Come brevemente accennato, le Organizzazioni internazionali (EWF, IIW) anche per effetto della enorme varietà
che caratterizza i singoli paesi membri non hanno affrontato in modo organico
le esigenze della “continuous education”
o del “lifelong learning”, tuttavia, sono
state approvate in tempi molto recenti o
sono in fase di approvazione alcune Guideline che possono risultare di notevole
interesse per coloro che intendessero aggiornare e/o approfondire alcune delle
materie affrontate durante i corsi svolti
per il conseguimento della propria
“basic knowledge”.
Di seguito, nei rispettivi paragrafi, sono
descritti gli aspetti fondamentali di tali
Guideline.
4.4 Personnel with the responsibility
for Macroscopic and Microscopic
Metallographic Examination of
Structural Materials and their
Joints Prepared/Produced by
Welding and Allied Techniques
Questa proposta è articolata su tre livelli,
in analogia alle Figure preposte alla
Welding Inspection:
• Comprehensive Level: “Advanced
techniques in metallographic examination of structural materials and
their joints prepared/produced by
welding and allied techniques”
• Standard Level: “Macro - and microscopic examination of structural materials and their joints prepared/produced by welding and allied
techniques”
• Basic Level: “Specimens preparation
for macro- and microscopic examination of structural materials and their
joints prepared/produced by welding
and allied techniques”.
Il campo di applicazione per i materiali
di base è molto ampio e riguarda tra gli
altri:
Figura 1 - Linee di tendenza nelle conoscenze professionali (Fonte: Autor, Levy, and Murnane, 2003, “The skill content of recent technological
change: An empirical exploration,” Quarterly Journal of Economics).
• carbon and alloy structural steels,
• plain and alloy cast irons,
• aluminum and copper alloys,
• titanium alloys,
• nickel alloys,
• thermoplastics.
I corsi hanno una struttura molto semplice, costituita da un unico Modulo di
carattere teorico - pratico, con durate variabili da 45 (livello C) a 35 ore (livello
B), compreso l’esame finale, di tipo
teorico - pratico. A titolo di esempio, si
riportano nella Tabella I i contenuti fondamentali di lezioni ed esercitazioni,
suddivisi per livello. Come accennato, è
prevista una prova di esame teorico pratica, al superamento della quale si
consegue un Diploma di carattere personale.
4.5 IIW Guideline - International
Welded Structures Designer
Si tratta di una proposta articolata su due
livelli (Comprehensive, IWSD-C e Standard, IWSD-S) con struttura modulare,
secondo lo schema generale riportato
nella Figura 2.
I contenuti sono distribuiti su sette
moduli distinti: i primi tre ed il settimo
sono comuni ai due livelli, i Moduli 4, 5
e 6 sono invece specifici per il solo
livello C (maggiori dettagli sono riportati nella Tabella II).
La durata complessiva del corso, per chi
lo frequenti senza crediti formativi, è di
175 e 100 ore rispettivamente per il
livelli C e D, senza considerare gli esami
finali (per i quali è prevista una durata
indicativa di 7 e 4 ore, rispettivamente).
Il corso può costituire una interessante
possibilità per coloro che desiderino approfondire le conoscenze di base acqui-
TABELLA I - Contenuti dei corsi per livello secondo la Guideline EWF 627-07 (in blu le parti pratiche).
Comprehensive Level
1
2
Standard Level
Basic Level
The types of metallographic examination; The types of metallographic examination; The types of metallographic examination;
work safety conditions during preparawork safety conditions during preparawork safety conditions during preparation of specimens for metallographic
tion of specimens for metallographic
tion of specimens for metallographic
examination
examinations
examinations
Methods of specimens preparation for
macro- and microscopic examination
Methods of preparation of specimens for
Methods of specimens preparation for
3
Macroscopic examination and its applica- Macroscopic examination and its applica- Macroscopic examination and its application in welding technology
tion in welding technology
tion in welding technology
4
Microscopic examination and its application in welding Technology
Microscopic examination and its application in welding technology
Microscopic examination and its application in welding technology
5
Demonstration of specimen preparation
manners for metallographic examination
Presentation of the EN 1321 standard
Presentation of the EN 1321 standard
6
Electrolytic polishing, chemical polishing,
coloured etching purpose and application
Demonstration of specimen preparation
manners for metallographic examination
-
7
Demonstration of electrolytic polishing
and coloured etching
Practical training in specimen preparation
-
8
Demonstration of different kinds of microscopic structures
Presentation of standards relating to the
quality assessment of joints made by
welding and allied techniques
-
9
Image analysis as a tool in metallographic
examination
Demonstration of assessment of macroscopic specimens of joints
-
10
Demonstration of capabilities of the
program for image analysis
Demonstration of different kinds of microscopic structures
-
11
Introduction to scanning microscopy
12
Demonstration of scanning microscope
capabilities
Practical training in unaided identification
of structures on macroscopic specimens
-
13
Practical examination
14
Written (test) examination
Practical training in unaided identification
training in preparation of speciof welding imperfections on macroscopic Practical
mens for metallographic examination
specimens
Figura 2 - Struttura dei corsi modulari per International Welded Structures Designer.
site con il Modulo “Progettazione”, ad
esempio durante il corso per Welding
Engineer; per il conseguimento di questo
obiettivo è stato definito un programma
di riferimento, riportato nella Tabella III.
4.6 Personnel with the responsibility
for Welded Joints Heat Treatment
Questa Guideline, allo stato di draft alla
data della stampa della presente relazione, è strutturata sui tre livelli Comprehensive, Standard e Basic, in funzione dei quali sono di conseguenza
misurati obiettivi, job function, taglio e
durata dei singoli argomenti che costituiscono il programma del corso.
Quello dei trattamenti termici dopo saldatura è indubbiamente un argomento di
grande rilevanza ai fini delle prestazioni
di una costruzione saldata, si consideri,
ad esempio, il caso delle apparecchiature
in pressione; per quanto esistano riferimenti normativi e specifiche applicate
durante le attività di fabbricazione, non
sono però definiti schemi armonizzati
che portino, dopo un adeguato corso di
formazione, al conseguimento di una
qualificazione finale congruente con le
funzioni svolte.
Non a caso, uno dei punti di maggiore rilevanza della Guideline è definire le funzioni (job functions) caratteristiche per
le tre figure, cui sono assegnati crescenti
livelli di responsabilità: (il Basic è visto,
ad esempio, come un possibile operatore, in grado di svolgere trattamenti su
parti di geometria non complessa, sulla
base di istruzioni di lavoro; il Comprehensive, all’opposto, può assumere la
piena responsabilità dell’attività, dirigendo il complesso delle attività direttamente o indirettamente connesse con lo
svolgimento dei trattamenti.
Con questi obiettivi, il programma del
corso (sinteticamente riportato nella
Tabella IV) prevede una durata ed un
taglio differente per ogni livello, con una
durata complessiva variabile dalle 33 ore
del livello Basic alle 61 del livello Comprehensive.
Ultimato il corso di formazione, è previsto un esame di tipo teorico- pratico, le
cui caratteristiche sono fortemente variabili in funzione del livello (quindi, delle
funzioni professionali).
5. DLC - Distance Learning
Training Courses
Nell’ambito dei percorsi di qualificazione secondo programmi armonizzati, i
DLC hanno ad oggi recitato un ruolo defilato rispetto ai tradizionali corsi svolti
in presenza.
L’applicazione certamente più nota,
anche in ambito nazionale, è quella del
CBT talvolta utilizzato dagli allievi del
corso per IWT o IWE per lo svolgimento
della Parte I (compresa in Italia nel tradizionale Corso di Specializzazione in saldatura).
TABELLA II - Moduli dei corsi secondo la Guideline IAB 201-06.
Module
Comprehensive level
Standard level
1 Welding technology
✓
✓
2 Strength of materials
✓
✓
3 Design of welded structures
✓
✓
4 Design of welded joints
✓
-
5 Design of welded plate structures
✓
-
6 Design for purpose of welded structures
✓
-
7 Fabrication, costs, quality and inspection
✓
✓
8 Examinations
✓
✓
TABELLA III - Contenuti dei corsi (per livello) secondo la Guideline IAB 201-06.
Module
Level C
Level S
1 Welding technology
M1.1 Welding terminology
M1.2 Welding symbols and drawings
M1.3 Overview of welding processes
M1.4 Materials and weld metallurgy
✓
✓
2 Strength of materials
M2.1 Static equilibrium
M2.2 Stress, strain and deformation
M2.3 Failure criteria for structures and structural materials
M2.4 Introduction to fatigue
M2.5 Introduction to fracture mechanics
M2.6 Material properties
✓
✓
3 Design of welded
structures
M3.1 Basic theory of structural systems
M3.2 Loads on structures
M3.3 Introduction to the design of structures
M3.4 Analysis methods for structures
M3.5 Design guidance documents, codes and standards
✓
✓
4 Design of welded
joints
M4.1 Categories of welded joints
M4.2 Design of welded joints with predominantly static loading
M4.3 Design of welded joints with predominantly fatigue loading
M4.4 Design against brittle fracture
✓
-
✓
-
6 Design for purpose of
welded structures
M6.1 Introduction to design for purpose concepts for welded structures
M6.2 Improved design of statically loaded joints
M6.3 Improved design of fatigue loaded joints
M6.4 Post- weld treatment methods for welded structures
M6.5 Design considerations for manual and automated welding processes
M6.6 Numerical methods and fatigue design
M6.7 Laboratory testing
✓
-
7 Fabrication, costs,
quality and inspection
M7.1 Fabrication costs and cost reduction
M7.2 Fabrication friendly design
M7.3 Quality assurance in welding fabrication
M7.4 Inspection methods and criteria
✓
✓
M5.1 Plates and shells
5 Design of welded plate M5.2 Beam and column structures
structures
M5.3 Design considerations for welding residual stresses and distortion
L’impiego di questa possibilità risulta di
interesse per chi abbia oggettive limitazioni nella partecipazione a lezioni in
aula e possa dedicarsi alla materia solo
in determinate fasce d’orario, a sua discrezione.
Lo strumento si propone dunque in
modo molto flessibile e non richiede
un’autorizzazione da parte degli Assessor incaricati dallo IAB(1) (a differenza
della Parte III del corso, cui si fa riferimento nel seguito di questo paragrafo).
In termini generali, ogni corso conforme
alle Guideline IIW / EWF può essere
strutturato attraverso percorsi di DL: a
questo scopo, l’IIW ha definito regole di
carattere gestionale per disciplinare l’argomento, dato che le Guideline tradizio-
nali furono concepite (nella loro struttura originale) per lezioni in presenza.
Poiché però lo svolgimento dei corsi
(in realtà, di parte di essi) in modalità
DL comporta una loro profonda modificazione, sia nell’approccio che nella
struttura didattica, lo IAB prevede una
fase di valutazione di tali corsi attraverso
i propri Assessor, la quale comporta
anche ricadute di carattere economico
per l’istituto che intenda implementarli.
La stessa costruzione di materiale didattico ad hoc (ad esempio, come nel caso
del prodotto concepito da DVS GSI, in
Germania, rappresentato nella Figura 3)
è un’attività pesante, cui non possono
che essere dedicati investimenti significativi.
Analizzando più nel dettaglio i requisiti
fissati per lo svolgimento della Parte III
del corso per IWE in modalità DL, è
facile rilevare che una parte sostanziale
degli argomenti (in taluni casi, alcuni argomenti per intero) è comunque previsto
sia svolta con docenza frontale, con particolare riferimento ai casi applicativi
oppure, più in generale, a quegli argomenti maggiormente basati sul possesso
di esperienze professionali.
Di conseguenza, più che un DLC si può
parlare di un corso in modalità blended
(1)
International Authorisation Board, l’Organismo
preposto dall’IIW a questo tipo di attività.
teressati sono una frazione
marginale del totale e numerose Aziende non gradiscono l’impiego di tale
strumento, erroneamente
interpretato da alcuni, purtroppo, come una facile
scorciatoia per l’accesso
alla successiva parte del
corso.
6. Conclusioni
Figura 3 - Esempio di videata tratta da DLC (cortesia DVS GS Duisburg).
learning, in cui sono cioè opportunamente
miscelati vari approcci didattici per il raggiungimento del migliore risultato.
Ad oggi, non sembra che in Italia il
mercato abbia dimostrato un interesse
tale da suggerire lo sviluppo di prodotti
di questo tipo, almeno in misura sufficiente a consentire il necessario investimento economico; per lo stesso CBT
utilizzato per la Parte I del corso, gli in-
Mediante la presente relazione si è cercato di illustrare i più recenti indirizzi
nell’ambito della formazione armonizzata, sia per
quanto riguarda il mantenimento delle competenze acquisite, in un contesto di
continuous education, sia
per quanto attiene agli
attuali sviluppi di corsi di
formazione in modalità distance learning (DLC).
L’analisi ha permesso di
evidenziare - relativamente al primo
punto - come siano disponibili proposte
per l’approfondimento delle competenze acquisite o il loro approfondimento, in specifiche materie, e come -
TABELLA IV - Contenuti dei corsi (per livello) per personale addetto ai PWHT.
Argomento
Level
B
S
C
1
Basic knowledge of metal science and heat treatment of parent materials and
welded joints
✓
✓
✓
2
Influence of heat treatment on welded joint properties
✓
✓
✓
3
Equipment for site heat treatment
✓
✓
✓
4
Selected problems of electrotechnics
--
✓
✓
5
Principles of induction and resistance heating
✓
✓
✓
6
Thermal processes and insulation
✓
✓
✓
7
Performance of PWHT in accordance with EN ISO 17633 and guidelines for
inspection during and after heat treatment of welded joints
--
✓
✓
8
Equipment for measurement of temperature of the objects under heating
✓
✓
✓
9
Industrial safety principles in heat treatment
✓
✓
✓
10
Servicing of resistance and induction heaters (use of equipment)
✓
✓
✓
11
Practical performance of PWHT under different joints orientation practical training
✓
✓
✓
12
Written and practical examination
✓
✓
✓
relativamente al secondo - lo sviluppo di
prodotti per DLC comporti un importante investimento economico, in un
contesto di autorizzazione ad operare, il
cui impatto deve essere giustificato da
congruenti richieste da parte dei potenziali fruitori.
Aula informatizzata
Aula attrezzata con dispositivi multimediali che vengono utilizzati per migliorare
le attività tradizionali di insegnamento e
di studio. Le postazioni di un’aula informatizzata possono disporre per esempio
di: accesso a Internet, programmi di autoistruzione multimediali, filmati.
7. Glossario
Aula Virtuale (Virtual Classroom)
Identifica comunemente l’insieme di
partecipanti a un corso che interagiscono
in rete in modalità sincrona (vedi Comunicazione sincrona) condividendo anche
un set di strumenti per realizzare un
comune obiettivo.
(Definizioni tratte dalla versione 2006
del Glossario ASFOR “Le parole dell’elearning” per gentile concessione della
stessa Associazione).
Application sharing
Condivisione in rete di un’applicazione
(ad esempio un foglio elettronico) con la
possibilità di condividere anche il controllo del mouse.
Si utilizza per esempio nell’ambito di attività collaborative (vedi Apprendimento
collaborativo).
Apprendimento collaborativo (Collaborative learning)
Modalità di apprendimento che si basa
sulla valorizzazione della collaborazione
all’interno di un gruppo di allievi.
L’apprendimento collaborativo, secondo
la definizione di Anthony Kaye si ha
quando esiste una reale interdipendenza
tra i membri del gruppo nella realizzazione di un compito, un impegno nel
mutuo aiuto, un senso di responsabilità
verso il gruppo e i suoi obiettivi.
Questa modalità di apprendimento si
basa su attività di comunicazione, sincrona o asincrona.
Apprendimento cooperativo
Modalità di apprendimento che si basa
sull’interazione all’interno di un gruppo
di allievi.
Secondo alcuni autori, nella cooperazione ciascun componente del gruppo
esegue un compito specifico, mentre
nella collaborazione ognuno lavora su
tutte le parti del compito complessivo.
Audioconferenza
Comunicazione vocale telefonica a due
vie tra due o più gruppi, o persone che si
trovano in luoghi separati.
Se riguarda più di due postazioni, specifici apparecchi detti “bridge” telefonici
consentono di collegare assieme le linee
coinvolte.
Autoistruzione
Metodologia didattica che consente
all’allievo di apprendere senza l’intervento diretto di un docente ma esclusivamente usando materiali didattici
(dispense su carta, videocassette o software) appositamente progettati.
di autoistruzione da fruire attraverso
il computer. In tale modalità il discente
segue le lezioni direttamente sul video,
interagisce con il programma rispondendo alle domande che gli vengono
poste o simulando determinate attività.
Class (corso o evento in aula)
Evento didattico, programmato, che può
essere condotto sia in una sede centralizzata che in un ambiente virtuale.
Competenze
È l’insieme integrato di conoscenze e capacità che una persona deve possedere
per svolgere con efficacia specifici
compiti e funzioni.
Comunicazione asincrona
Scambio di informazioni in differita,
quando non c’è comunicazione simultanea. Esempi di strumenti di comunicazione asincrona, sono l’e-mail e i newsgroup.
Bisogno formativo
Gap fra competenze possedute e competenze da acquisire per svolgere una determinata attività per raggiungere un
obiettivo aziendale.
Comunicazione sincrona
Scambio di informazioni in tempo reale.
Esempi di strumenti di comunicazione
sincrona sono la chat, la videoconferenza e la virtual classroom.
Blended learning (apprendimento combinato)
Può riguardare l’uso di diversi media
nell’ambito dell’e-learning, di diversi
modelli didattici, di modalità sincrone e
asincrone di studio. Il blended learning
però è soprattutto conosciuto come modalità di erogazione di percorsi formativi
che integra e-learning e formazione
d’aula, soluzione che sta ottenendo un
successo rilevante sia in efficacia che in
gradimento.
Computer Assisted Instruction (CAI)
Terminologia usata fin dagli anni ’60 per
indicare il processo di apprendimento in
cui un computer viene utilizzato per
gestire l’intero percorso didattico.
Case studies
“Storie esemplari” che vengono presentate al discente per farlo confrontare con
domini di conoscenza particolarmente
complessi e non strutturati (per es. il management). Un caso consiste nella presentazione di uno scenario pertinente ai
contenuti del corso, col quale il discente è
invitato a interagire, prendendo decisioni
o esprimendo valutazioni per analizzare o
risolvere la situazione problematica.
Il caso può essere sia ipotetico che reale.
CBT (Computer-Based Training)
Termine generico che indica prodotti
Computer Managed Instruction (CMI)
Sistemi che organizzano e gestiscono
tutte le attività dei percorsi formativi
svolti attraverso il computer. Utilizzando
un sistema CMI è possibile registrare e
analizzare diverse informazioni relative
alle attività di studio: tempi di permanenza nel corso, contenuti fruiti, punteggi di test di valutazione, ecc.
Computer Mediated Communication
(CMC)
“Comunicazione mediata dal computer”. Applicazioni e strumenti utilizzati
per facilitare la comunicazione fra gli
utenti, come per esempio posta elettronica e computer conferencing.
Distance Learning
Processo di istruzione in cui i docenti e
gli studenti si trovano in luoghi fisicamente separati e vengono utilizzate
diverse forme di media per trasferire
contenuti e comunicazioni (audio, video,
testi, computer, multimedialità, ecc.).
Distributed Learning
Formazione a distanza che fa uso di tecnologia informatica o di reti di comunicazione per l’erogazione dei contenuti,
dei feedback e delle informazioni logistiche ai partecipanti.
E-book
Testo (inteso come opera letteraria monografica) in formato digitale, nato per
essere letto su appositi dispositivi hardware (gli “e-book reader device”, come i
PDA e i lettori dedicati) e software (gli “ebook reader”, ad esempio il Microsoft
Reader), realizzati per offrire un’esperienza di lettura che si avvicini il più possibile a quella offerta dal libro tradizionale.
E-learning
Metodologia didattica che offre la possibilità di erogare contenuti formativi elettronicamente (e-learning) attraverso Internet o reti Intranet.
Formazione A Distanza (FAD)
Metodologia didattica che permette allo
studente di dedicarsi all’attività di formazione dal proprio posto di lavoro o da
casa. Discente e docente si trovano in
spazi fisici diversi e l’attività formativa
avviene anche in spazi temporali diversi.
Formazione continua
Processo di formazione che ha inizio
dalla scuola materna e continua nelle
varie fasi della vita personale e professionale, accompagnando, quindi, lo sviluppo delle persone.
Formazione on the job
Tipologia di formazione professionale in
cui sequenze rilevanti delle abilità e
competenze da apprendere vengono insegnate all’interno di situazioni in cui il
soggetto esercita già le attività lavorative
a cui il programma vuole preparare.
Interactive Videoconferencing (IV)
Modalità di trasmissione di un video bidirezionale, completamente interattivo,
in real-time.
Mobile learning
Modalità di distribuzione di qualsiasi
contenuto formativo (interi corsi, “pillole
di conoscenza”, ecc.) tramite device
mobili quali Pocket PC, PDA (Personal
Digital Assistant), Tablet PC, e-book,
cellulari e altri dispositivi portatili.
Streaming audio/video
Trasmissione continua e ininterrotta
tramite Internet di dati audio/video.
Teledidattica (tele-learning)
Modalità didattica che utilizza per l’erogazione di eventi formativi tecnologie
quali la videoconferenza o la televisione
satellite consentendo così la comunicazione sincrona fra docente e allievi.
VBT (Video Based Training)
Sistema di erogazione (vedi Delivery
Systems) basato unicamente sull’utilizzo di videotape.
Online Learning (Web-based Learning)
Formazione accessibile via Web gestita
da infrastrutture software di e-learning.
Videoconferenza
Strumento di comunicazione che consente un’interazione a due vie sia audio
che video. Le comunicazioni sono trasmesse appoggiandosi alla linea telefonica, grazie all’uso di un codec (dispositivo che codifica e decodifica i segnali
audio e video in uscita e in entrata).
Sincrona (attività di studio)
Modalità di attuazione del processo di
apprendimento avviene in tempo reale,
cioè tutti gli attori (studenti, docente e
tutor) interagiscono nello stesso istante,
anche se lontani spazialmente.
WBT (Web Based Training)
Prodotti multimediali per l’apprendimento che utilizzano in parte le potenzialità di multimedialità e interattività
offerte dalla digitalizzazione e dalle
reti.
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 Presidente della Sottocommissione Mista UNI Saldature/ UNIPLAST “Saldatura delle materie plastiche” dal 2005 e membro del Comitato “Plastic
welding” dell’EWF (European Welding Federation). 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
Recenti sviluppi nei processi di saldatura
ad energia concentrata e Friction Stir
Welding
(°)
M. Consonni *
D. Harvey *
Sommario / Summary
L’attività del Welding Institute (TWI) di Cambridge (UK) si
rivolge alla vasta base dell’industria manufatturiera con particolare attenzione alle tecnologie per la giunzione e allo studio
dei trattamenti superficiali, campi di ricerca strategici e con un
potenziale elevato valore aggiunto. Dai primi laser “crossflow” per la lavorazione dei materiali fino ai più recenti processi di saldatura, TWI ha prodotto innnovazioni che hanno
trovato importanti applicazioni industriali, creando in alcuni
casi interi nuovi settori di mercato.
Una delle più note tecnologie brevettate da TWI negli ultimi
anni è la saldatura mediante “friction stir” (FSW). Questa tecnologia ha rivoluzionato in particolare la saldatura dell’alluminio ed ha avuto larga influenza su settori industriali quali
aerospaziale ed automobilistico. In questa memoria sono descritti i più interessanti ultimi sviluppi del processo FSW, delle
tecnologie di saldatura laser e a fascio elettronico, i risultati
sperimentali ottenuti e diverse applicazioni a livello industriale.
Modern manufacturing business must innovate to survive,
particularly in an environment of increasing competition from
low cost manufacturing countries. A global perspective is
needed to explore new technological opportunities, and to
have the networks and partners at an international level to
exploit these opportunities to maximum benefit.
TWI addresses the broad spectrum of the manufacturing base
with specific focus on joining and surface engineering technologies - both key enabling technologies with potential for
high added value. The company, as a research and technology
(°) Memoria presentata alle Giornate Nazionali di Saldatura 4 - Workshop: “Le
nuove frontiere dei processi laser, FSW e EB” - Genova, 25-26 Ottobre 2007.
©TWI Ltd, 2007.
* TWI - Cambridge (UK).
organisation, has a long history of innovation and invention,
serving manufacturing industry across the globe. From the
earliest cross-flow lasers for materials processing to the
latest friction stir welding process, TWI has demonstrated innovation that has found major industrial application, leading
in some cases to new businesses being established to exploit
the technologies developed.
One of the best-known innovations that TWI has patented in
the last few years is friction stir welding (FSW). This welding
technique has revolutionised the welding of aluminium in
particular and has been very influential in a number of
markets, from aerospace to automotive. This paper will cover
some of the latest FSW process developments and introduce
other recent innovations in laser, electron beam and related
materials joining. Specific case study examples will include:
• Innovations in friction stir welding e.g. joining of high
strength alloys and durable tool design
• Reduced Pressure Electron Beam (RPEB)
• Electron beam surface modification using Surfi-Sculpt and
related joining strategies for materials such as composites
• Development of Direct Metal Laser Deposition (DMLD).
Keywords:
Aluminiun alloys; butt welds; carbon manganese steels; ceramics; creep resisting materials; EB welding; Friction Stir
Welding; Friction Welding; lap joints; laser welding; photon
beam welding; process equipment; radiation welding; refractory metals; surface hardening.
M. Consonni e D. Harvey - Recenti sviluppi nei processi di saldatura ad energia concentrata e Friction Stir Welding
Surfi-Sculpt™ e relative tecniche di
giunzione per materiali metallici, polimerici e compositi.
• Sviluppo della tecnologia Direct
Metal Laser Deposition (DMLD).
1. Introduzione
Le moderne aziende manufatturiere
devono innovare per sopravvivere, in
particolare in un clima di crescente competizione da parte dei paesi con manodopera a basso costo. È necessaria una prospettiva globale per esplorare nuove
possibilità e per creare collaborazioni a
livello internazionale che sfruttino al
massimo queste opportunità. L’attività di
The Welding Institute (TWI) si rivolge
alla vasta base dell’industria manufatturiera con particolare attenzione alle tecnologie per la giunzione e allo studio dei
trattamenti superficiali, campi di ricerca
strategici e con un potenziale elevato
valore aggiunto. L’azienda, in quanto organismo di ricerca e tecnologia, ha una
provata tradizione di innovazione e sperimentazione al servizio dell’industria
mondiale. Dai primi laser “cross-flow”
per la lavorazione dei materiali fino ai
più recenti processi di saldatura, TWI ha
prodotto innnovazioni che hanno trovato
importanti applicazioni industriali,
creando in alcuni casi interi nuovi settori
di mercato.
Una delle più note tecnologie brevettate
da TWI negli ultimi anni è la saldatura
mediante “friction stir” (FSW). Questa
tecnologia ha rivoluzionato in particolare la saldatura dell’alluminio ed ha
avuto larga influenza su settori industriali quali aerospaziale ed automobilistico. In questa memoria sono descritti i
più interessanti ultimi sviluppi del processo FSW e delle tecnologie di saldatura laser e a fascio elettronico, i risultati
sperimentali ottenuti e diverse applicazioni a livello industriale.
Esempi specifici riguardano:
• Innovazioni nella saldatura FSW,
come la progettazione di nuovi utensili e lo sviluppo di materiali per
utensili a lunga durata.
• Saldatura a fascio elettronico di componenti di grandi dimensioni in atmosfera.
• Trattamenti superficiali a fascio elettronico utilizzando il procedimento
2. Utensili per Friction Stir
Welding: progettazione e
materiali
2.1 Introduzione
La Friction Stir Welding è stata inventata
nel 1991 da TWI, brevettata e successivamente sviluppata per l’impiego nell’industria [1].
Questa tecnologia ha avuto un significativo impatto sulla saldatura delle leghe di
alluminio, in particolare per spessori
fino a 15mm, e di strutture che prevedano lunghe saldature rettilinee. Sono in
corso diversi sviluppi per estendere l’utilizzo del procedimento a spessori più
elevati e forme più complesse e per applicare la FSW a materiali diversi dall’alluminio. Questo si riflette nel crescente interesse per la saldatura di
acciai, leghe di magnesio, titanio, zinco,
rame e materiali compositi a matrice metallica.
Con l’eccezione del magnesio, tutti
questi materiali raggiungono temperature superiori a quelle dell’alluminio
durante saldatura, creando una crescente
domanda di utensili e materiali di nuova
concezione.
Il principio base della FSW è schematizzato nella Figura 1.
2.2 Progettazione di utensili per FSW
La FSW garantisce saldature di alta
qualità, a condizione che il procedimento e i suoi diversi parametri siano
applicati e controllati correttamente.
Un fattore chiave per assicurare saldature di qualità è l’utilizzo di un utensile
appropriato: ci sono esempi di utensili
che hanno prodotto soddisfacenti saldature testa a testa, ma non sono adatti alla
saldatura a sovrapposizione, la quale richiede l’utilizzo di utensili modificati
per ottenere saldature di larghezza maggiorata e rompere gli inevitabili strati di
ossido interfacciale [2].
A partire dal convenzionale utensile con
perno filettato cilindrico, diversi utensili
sono stati sviluppati da TWI negli ultimi
16 anni per soddisfare una varietà di materiali, spessori e tipi di giunto, come indicato nella Figura 2.
Touchdown
start
Stop
withdraw
Start
Tool shoulder
MX Triflute™ probe
Retreating
side of weld
Advancing
side of weld
End
Figura 1 - Illustrazione schematica della Friction Stir Welding (tool=utensile, probe=perno).
Probe types
Low swept volume to
static displacement
volume ratio
Plate
thickness
mm
Pin
6
(Cylindrical threaded
shape for butt joints)
Whorl™
High swept volume to
static displacement
volume ratio
MX Triflute™ Flared-Triflute™
A-Skew™
Whisk
Asymmetrical probe
Whisk probe for lap
for butt and lap joints joints in soft materials
12
Taper frustum
Helical flutes
auger for butt joints for butt joints
50
70
Figura 2 - Tipi di perno sviluppati presso TWI e loro utilizzo in funzione del tipo di giunto e dello
spessore.
Esistono diversi esempi di giunti di
buona qualità ottenuti con utensili studiati appositamente per determinate applicazioni [3÷8].
Whorl™ o MX-Triflute™. I tipici profili
di questi utensili sono mostrati
nelle Figure 3 e 4. Come indicato nella
Figura 2, questi hanno la capacità di
saldare spessori fino a rispettivamente
50 e 60 mm ed hanno il vantaggio di raggiungere velocità di saldatura fino a due
volte maggiori rispetto a quelle degli
utensili convenzionali.
Mettendo a confronto due saldature su
lega Al 6082-T6, con velocità di traslazione 4mm/s (240 mm/min), eseguite
Utensili per la saldatura testa a testa
Il convenzionale perno filettato cilindrico è adeguato per la saldatura testa a
testa di lamiere in alluminio con spessori
fino a circa 12 mm. Per spessori più
elevati, risultano più appropriati utensili
con perni di nuova concezione tipo
(a) Oval shape
probe
(b) Paddle shape
probe
con utensile tipo Whorl™ (Fig. 5) o di
tipo MX Triflute™, si osserva che quest’ultimo produce un nocciolo più stretto
e squadrato (Fig. 6). Entrambi i tipi di
utensile consentono di ottenere saldature
di componenti in lega di alluminio prive
di difetti, solitamente valutate mediante
prova di piega. Inoltre, i due perni sono
dotati di elementi piani o retrattili e, nel
caso di alcuni modelli tipo Whorl™,
hanno una sezione trasversale ovale che
ne riduce il volume, garantendo un
adatto rapporto volumetrico fra materiale investito dal perno in movimento
(“swept volume”) e volume del perno
stesso (“static volume”).
Utensili per giunti a sovrapposizione
La saldatura a sovrapposizione mediante
FSW è più complicata di quella testa a
testa, perché:
• Sono necessarie saldature più larghe
per distribuire i carichi in modo appropriato nella struttura.
• La forma dell’impronta al termine
della saldatura deve essere modificata
per assicurare massima resistenza (in
particolare a fatica).
• La rottura dello strato di ossido interfacciale è più difficile a causa dell’orientamento dell’interfaccia stessa rispetto all’utensile.
(c) Three flat sided
probe
Progressive
change in
pitch & angle
(d) Three sided
(e) Changing spiral
re-entrant probe
form & flared probe
Figura 3 -Varianti dell’utensile tipo Whorl™.
Three flutes
Left hand helix on
outer diameter lands
Not to scale
Example of helix
showing well radiused
corners
Figura 4 - Tipico utensile MX-Triflute™ (non
in scala).
Lato di avanzamento
Lato di ritorno
Lato di ritorno
Figura 5 - Caratteristiche macroscopiche del
nocciolo di saldatura eseguita con utensile
Whorl™. Nota: immagine rovesciata.
Nella Figura 7 viene illustrato l’effetto
della larghezza della saldatura sulla concentrazione delle tensioni, assumendo
che la superficie dell’interfaccia sia
simile (Figg. 7a e 7b). Se si applica un
carico alle estremità di un giunto non
vincolato di questo tipo, si generano
carichi eccentrici nella zona di saldatura.
Questi possono a loro volta provocare
un’indesiderata rotazione del giunto,
come schematizzato nella Figura 7c, la
quale può essere minimizzata realizzando saldature di larghezza maggiore,
Lato di avanzamento
Figura 6 - Caratteristice macroscopiche del
nocciolo di saldatura eseguita con utensile
MX Triflute™.
(Fig. 7d). L’esecuzione di saldature a
doppia sovrapposizione ridurrebbe ulteriormente questo effetto [9].
Per modificare la forma dell’impronta
lasciata al termine della saldatura si
stanno sviluppando specifici utensili, in
particolare i tipi A-Skew™ e Flared-Triflute. La variante tipo Skew-Stir™ della
FSW, ottenuta con utensili A-Skew™, si
differenzia dai metodi convenzionali per
la leggera inclinazione (skew) data all’asse dell’utensile rispetto all’asse di
rotazione, illustrata nella Figura 8.
(a)
La caratteristica principale degli utensili
con perno tipo Triflute è la possibilità di
esser progettati con qualsiasi combinazione perno/spigoli intagliati, a seconda
del materiale e della configurazione del
giunto [10], come mostrato nella Figura
9(a-c). Il particolare (d) nella Figura 9
mostra inoltre che i singoli spigoli di
un perno possono essere sagomati in
modo indipendente. Questo consente di
deviare il materiale plasticizzato e l’ossido frammentato verso l’alto o verso il
basso per ogni intervallo di rotazione
Skew angle
Stress
flow lines
Narrow weld
(b)
Packer
Wide weld
(c)
Unrestrained narrow lap welds after loading
Detail of
A-Skew™ probe
(d)
Focal point
Wider lap welds minimise rotation
Figura 7 - Confronto fra le distribuzioni delle tensioni:
(a) saldatura stretta = elevata concentrazione;
(b) saldatura larga = bassa concentrazione;
(c) saldatura stretta, non vincolata, dopo applicazione del carico;
(d) saldatura larga, non vincolata, dopo applicazione del carico.
Focal point
Figura 8 - Principio di base dell’utensile tipo
Skew-Stir™, sono indicati i diversi punti
focali.
(a)
(b)
Figura 10 - Saldatura a sovrapposizione eseguita con Flared-Triflute™.
(c)
(d)
Figura 9 - Varianti dell’utensile tipo Flared-Triflute™:
(a) perno “neutral”;
(b) perno “left hand”;
(c) perno “right hand”;
(d) dettaglio dello spigolo “neutral”, “left” o “right-handed”.
Figura 11 - Saldatura a sovrapposizione eseguita con A-Skew™.
dell’utensile di 120 gradi. In aggiunta, la
profondità di penetrazione può essere regolata per particolari configurazioni del
giunto.
Nella Figura 10 è riportata la sezione trasversale di una saldatura eseguita con
utensile tipo Flared Triflute™ su lamiere
in lega di Al 5083-O di spessore 6 mm,
velocità di traslazione pari a 4mm/s
(240 mm/min). In questo esempio la larghezza del nocciolo della saldatura è
pari a circa il 190% dello spessore della
lamiera (il corrispondente dato ottenuto
con utensili convenzionali è circa
110%), si osserva inoltre un leggero assottigliamento della lamiera superiore.
Si sono raggiunti risultati promettenti
anche con l’utilizzo di utensili tipo
A-Skew™ [8], vedere la Figura 11 ottenuta nelle stesse condizioni.
resistenza a creep e usura, lavorabilità di
forme complesse e un buon coefficiente
d’attrito. Altre proprietà desiderabili
sono: buona tenacità alla frattura a basse
ed elevate temperature, prezzo concorrenziale e disponibilità sul mercato.
Nella Tabella I sono elencati gli attuali
principi per la scelta dell’utensile.
Diversi materiali che potrebbero soddisfare i requisiti indicati, fra questi i materiali refrattari, ceramici e Polycrystalline Cubic Boron Nitride (PCBN), sono
stati considerati nelle ricerche eseguite
presso TWI [11].
Prove di piega eseguite su questi giunti
hanno dimostrato che la frammentazione
dell’ossido all’interfaccia fra le lamiere
è molto più efficace rispetto a quella ottenuta con utensili convenzionali. Questi
ultimi tendono a fallire la prova di piega
nella fase iniziale, mentre utensili
Flared-Triflute™ e A-Skew™ producono giunti in grado di sopportare piegature ad “S” (tipicamente più di 90° per
entrambe le lamiere). Fra i due, gli utensili tipo A Skew™ danno risultati leggermente migliori e più regolari [2].
2.3 Utensili da FSW per materiali resistenti ad alte temperature
Gli utensili da FSW per materiali resistenti ad alte temperature sono caratterizzati da proprietà essenziali quali: resistenza alle temperature di servizio,
Materiali refrattari
In passato l’attenzione si è concentrata
principalmente su leghe tungstenorhenio e molibdeno-rhenio. Le proprietà
delle leghe con composizione approssi-
TABELLA I - Scelta del materiale per utensili da FSW.
Lega
Spessore
Materiale dell’utensile
Stato
Tutte le comuni leghe di Al
<12mm
AISI H-13, AISI M42, altri
Commercializzato
Tutte le comuni leghe di Al eccetto serie 7xxx
<25mm
AISI H-13, AISI M42, altri
Commercializzato e
sviluppo avanzato
Leghe di Al della serie 7xxx
>12mm
Acciai per utensili, Lega di Cobalto MP159
Sviluppo avanzato
Cu e sue leghe
Tutti
Lega di Cobalto MP159, Leghe di Ni,WC-Co
Sviluppo avanzato
Leghe di Mg
<10mm
AISI H-13 e altri
Leghe di Ti
<6mm
W-25Re
Acciaio al C-Mn
<10mm
W-25Re
Acciai inossidabili
<6mm
W-25Re, PCBN
Leghe di Ni
<5mm
PCBN
mativa W-25Re si sono dimostrate superiori, soprattutto per la saldatura di leghe
di titanio e anche di acciai al carbonio.
Questi materiali sono lavorabili e hanno
una buona resistenza alle elevate temperature, d’altra parte rimangono delle incertezze sulla resistenza all’usura e la
bassa tenacità a temperatura ambiente.
Un esempio di utensile W-Re è dato
nella Figura 12a.
Polycrystalline Cubic Boron Nitride
(PCBN)
Il PCBN è un materiale estremamente
duro che può essere prodotto sintetica-
mente, i risultati di studi preliminari
sono piuttosto promettenti. Il costo dell’utensile è molto alto e la complessità
del design potrebbe inizialmente essere
limitata. I primi studi su questo tipo di
materiale per utensili sono stati pubblicati da Sorensen [12], il quale ha dimostrato che utensili in PCBN possono produrre saldature di elevata qualità in
acciai inossidabili austenitici (sono state
eseguite saldature di lamiere in AISI
316L fino a 5 mm di spessore), sebbene
una grande cura sia necessaria nel controllo del procedimento, in particolare
per mantenere la temperatura dell’utensile entro uno specifico intervallo.
Il PCBN ha un’eccellente resistenza all’alta temperatura, è chimicamente
inerte e resistente all’abrasione. D’altra
parte, la durata dell’utensile nel lungo
termine deve ancora essere dimostrata e
date le difficoltà di lavorazione, i profili
degli utensili che possono essere utilizzati sono limitati (Fig. 12c), riducendo il
potenziale di questi materiali.
a)
b)
Materiali ceramici
Un numero ridotto di studi è stato eseguito sui materiali ceramici (Fig. 12b), a
causa della loro scarsissima tenacità. Si
deve sottolineare che la maggioranza
delle macchine rotanti (incluse quelle
per FSW) produce sforzi irregolari sugli
utensili, portando rapidamente a rotture
di tipo fragile.
Figura 12 - Utensili per FSW: (a) materiale refrattario (W-Re); (b) materiale ceramico; (c) PCBN.
Sviluppo
3. Reversal Stir - Re-Stir™
In questo capitolo sono descritti gli studi
preliminari eseguiti da TWI sulla saldatura Re-Stir™. La principale caratteristica di questo procedimento è la rotazione dell’utensile, che avviene in
direzioni opposte alternate.
Nella Figura 13 sono illustrate le due varianti del processo: ossia la saldatura
tipo “angular reciprocating”, nella quale
l’inversione è eseguita ad ogni rotazione,
e la saldatura tipo “rotary reversal”, per
la quale l’inversione è applicata dopo
una o più rotazioni.
L’uso del procedimento Re-Stir™
produce una saldatura ciclica e un’azione essenzialmente simmetrica sul
materiale. La maggior parte dei problemi, associati all’assimmetria intrinseca della FSW convenzionale, sono
evitati. Nella Figura 14 è illustrata la
superficie di saldatura ottenuta con una
velocità di traslazione di 1,6 mm/sec
(96 mm/min), applicando 5 rotazioni per
c)
Sufficient downward force
to maintain registered contact
Retreating
interval
Leading edge of the
tool shoulder
Advancing interval
Trailing edge of
the shoulder
Figura 13 - Principio del procedimento
Re-Stir™ con tecnica ad inversione.
intervallo. Nella Figura 15 è riportato il
dettaglio superficiale di una saldatura
eseguita alla velocità di 4mm/s
(240 mm/min), applicando 10 rotazioni
per intervallo. La maglia fine indica il
numero di rotazioni e l’estensione di
ogni intervallo, mentre la maglia meno
frequente e più grossolana indica le posizioni in cui è stato invertito il senso di
rotazione. La distanza e l’intervallo di
tempo fra i diversi periodi dipende dalla
velocità di rotazione e di traslazione.
Diverse sezioni di una saldatura
Re-Stir™ a sovrapposizione eseguita
con velocità di saldatura 3,3 mm/s
(198 mm/min), 10 rotazioni per intervallo, sono riportate nella Figura 16.
La saldatura è stata eseguita su lega di
alluminio 5083-O, usando un utensile
tipo Flared-Triflute™.
Figura 16(a) - Sezione trasversale di una
saldatura Re-Stir™.
Figura 14 - Aspetto superficiale di una
saldatura Re-Stir™ su lamiera in lega di
Al 5083-O, spessore 6 mm.
Nella Figura 16(a) si nota il profilo a
coda di rondine del nocciolo saldato, essenzialmente simmetrico.
Il volume di materiale ricalcato è approssimativamente
costante per entrambi i lati della
saldatura, si
osserva inoltre un
indesiderabile assottigliamento
della lamiera
dovuto al fatto che
i parametri non
fossero stati ottimizzati.
La sezione longitudinale nella Figura
16(b) è stata rica-
vata nell’estremità del nocciolo saldato e
mostra gli effetti della variazione della
rotazione.
Figura 15 - Immagine ravvicinata della
superficie di una saldatura Re-Stir™.
Figura 16(b) - Sezione longitudinale di una
saldatura Re-Stir™.
4. Saldatura a fascio elettronico
di componenti di grandi
dimensioni senza applicazione
del vuoto
ambiente posto
sotto vuoto, che
consentono di produrre giunti e superfici di elevata
pulizia. La capacità
di saldare materiali
di elevato spessore
(25-150 mm) in
una singola passata
è stato uno dei
motivi trainanti per
lo sviluppo di
sistemi per saldatura EB ad alta
potenza, con la
possibilità di ottenere elevata produttività e precisione nella fabbricazione.
Il fatto che si debba necessariamente
operare in condizioni di vuoto spinto, ha
finora impedito l’utilizzo di questo processo nella fabbricazione di strutture di
grandi dimensioni, data la difficoltà di
giustificare i costi di costruzione ed esercizio di grandi camere a vuoto.
Questi difetti della saldatura EB in vuoto
spinto (5 x 10 -3 mbar) hanno stimolato
negli anni ’90 la ricerca presso TWI e in
particolare lo sviluppo di due varianti
del processo:
• Saldatura a fascio elettronico sotto
pressione ridotta (Reduced Pressure
Electron Beam - RPEB)
• Saldatura a fascio elettronico in atmosfera (Non Vacuum Electron
Beam - NVEB)
4.1 Introduzione
Un fascio elettronico (Electron Beam EB), usato in saldatura, ha la peculiarità
di raggiungere elevate penetrazioni in
4.2 Saldatura a fascio elettronico sotto
pressione ridotta (RPEB)
Il procedimento RPEB consente di eliminare la necessità di operare in una
Figura 16(c) - Sezione longitudinale di una
saldatura Re-Stir™, su piano parallelo alla
superficie della lamiera.
La vista piana nella Figura 16(c) mostra
il nocciolo saldato con profilo che si
ripete regolarmente, circondato dalla
ZTA. È stato provato che durante la fase
di inversione, parte del materiale plasticizzato vicino al perno è “rimescolato”
nella direzione opposta.
Il procedimento Re-Stir™ richiede una
ulteriore ottimizzazione per ottenere saldature di qualità ripetibile, ma le prove
preliminari eseguite, indicano diversi
miglioramenti soprattutto in termini di
simmetria della saldatura.
Figura 17 - Sezione trasversale di saldature
RPEB su tubi in acciaio al C-Mn.
camera a vuoto, grazie all’utilizzo di
sistemi locali per il pompaggio e la sigillatura su grandi strutture. L’utilizzo di
questo sistema, soprattutto se comparato
con le tradizionali operazioni sotto
vuoto spinto, riduce sensibilmente i problemi nel raggiungere un’adeguata sigillatura dei componenti, inoltre si elimina
l’effetto delle emissioni del bagno e del
gas rilasciato dal componente (“outgassing”) sulle prestazioni della testa di saldatura. Negli anni ’90, TWI ha sviluppato un sistema che consente il
funzionamento di una sorgente di elettroni di elevata potenza, in ambiente
mantenuto a pressione di 0,1-10mbar,
definita “pressione ridotta”. Questo concetto è stato sperimentato nei laboratori
di TWI, dimostrando la possibilità di
saldare con successo condotte offshore
di elevato spessore e diametro. Si sono
ottenute saldature in regime di pressione
ridotta caratterizzate da elevata qualità,
ripetibilità dei risultati e importanti progressi nelle tolleranze del procedimento,
rispetto ai convenzionali procedimenti di
saldatura EB. Un esempio di saldatura
circonferenziale su tubo in acciaio al
carbonio, ottenuta sotto pressione di
1mbar, è mostrato nella Figura 17. Per
questo giunto si sono utilizzati tubi in
acciaio X65 secondo API 5L, con spessori rispettivamente pari a 25 mm (diametro 10,75”) e 41 mm (diametro 28”).
Le saldature sono state eseguite con distanza testa-pezzo rispettivamente pari a
270 mm e 50 mm.
Fino ad ora, il procedimento RPEB è
stato applicato con successo anche su
acciai inossidabili, leghe di nichel e
leghe di rame come su leghe di alluminio
e titanio con risultati simili a quelli ottenuti con i processi sotto vuoto spinto.
Figura 18 - Sezione trasversale di una
saldatura EB su lamiera in acciaio
inossidabile tipo AISI 304L.
Inoltre è stato possibile applicare tolleranze maggiori su variabili quali i dettagli per la preparazione dei materiali e
l’affidabilità del sistema. Questo è illustrato dall’esempio nella Figura 18, la
quale mostra una lamiera di acciaio inossidabile tipo AISI 304L (80 mm di spessore), saldata alla pressione di 1mbar
con disallineamento e luce pari rispettivamente a 5 mm e 1 mm (misure
approssimative), velocità di saldatura
200 mm/min e un fascio elettronico da
35kW. Diverse applicazioni industriali di
questo processo potrebbero essere promosse attraverso l’ulteriore sviluppo di
equipaggiamenti per la sigillatura locale
di facile applicazione, questi sono attualmente oggetto di studio presso TWI.
4.3 Saldatura a fascio elettronico in
atmosfera (NVEB)
I più recenti sviluppi del processo
NVEB presso TWI hanno migliorato in
modo significativo la consistenza della
qualità dei giunti, ovvero il principale
svantaggio della saldatura a pressione atmosferica. Il processo NVEB presenta
vantaggi simili a quelli del RPEB, in
particolare l’eliminazione della necessità di una camera a vuoto e la capacità
di saldare spessori elevati con una
singola passata. Per contro, si osserva
dispersione del fascio, dovuta alla collisione degli elettroni con gas a pressione
atmosferica e la distanza di lavoro è stata
limitata a 30 mm o meno, quindi la
massima penetrazione raggiungibile in
acciaio è inferiore a 50 mm. I tentativi di
saldare sezioni di maggiore spessore
hanno prodotto saldature difettose e di
larghezza eccessiva. Un nuovo approccio che promette miglioramenti sostanziali nella penetrazione di saldatura del
NVEB prevede l’utilizzo di un fascio
pulsato. In un recente programma di
ricerca presso TWI, è stato osservato che
la penetrazione in acciaio può essere aumentata del 50% in contemporanea con
una riduzione della larghezza di saldatura, in particolare nelle vicinanze della
passata superiore. La pulsazione sembra
inoltre alterare i meccanismi di solidificazione che solitamente causano la formazione di cricche nelle saldature
NVEB di elevato spessore.
Nella Figura 19 è mostrata una linea di
fusione eseguita in posizione piana in
acciaio bassolegato di spessore 22 mm
con elevato fattore di forma, utilizzando
sfruttata commercialmente. Il processo è
basato sulla manipolazione magnetica
del fascio a velocità molto elevata su una
superficie, in modo da lasciare una
trama di micro avvallamenti locali creati
dalla fusione del materiale. Il fascio
fonde il materiale localmente e vaporizza la superficie, a causa della pressione di vapore il materiale fuso è spinto
dal bagno verso le aree circostanti formando incavi di piccole dimensioni e
contemporaneamente, viene manipolato
in modo da formare dei particolari elementi tridimensionali, anche detti
“feature” (Fig. 20). Una finitura di
questo tipo aumenta la superficie totale e
migliora enormemente l’adesione di rivestimenti come PVD (Physical Vapour
Deposition) o thermal spray.
Il processo Surfi-Sculpt™ rappresenta
un’estensione di questa operazione di
texturing superficiale ed è una nuova e
rivoluzionaria tecnologia di lavorazione
dei materiali che permette di ottenere
elementi con trama estremamente controllata e può essere sviluppata su una
vasta gamma di materiali, principalmente metallici, ma anche polimerici e
ceramici [13,14].
I singoli micro-elementi ottenuti mediante Surfi-Sculpt™, sono sviluppati
utilizzando una serie di bobine per la focalizzazione iniziale del fascio, che
viene quindi deviato su punti selezionati
della superficie del materiale in modo
estremamente rapido e controllato. In
ogni punto si forma un bagno fuso, il
fascio viene poi spostato lateralmente e
il materiale fuso è spinto verso le aree
circostanti. Ripetendo questo processo
in diverse “microzone”, si possono
formare “feature” fino a 2 mm di altezza
e 0.2 mm di larghezza, ognuna delle
quali è accompagnata da uno o più micro
avvallamenti (Figg. 21 e 22).
Figura 19 - Linea di fusione NVEB.
un fascio elettronico pulsato a pressione
atmosferica. Si nota che il materiale fuso
ha margini pressoché paralleli, con una
punta ben arrotondata. Ad esclusione di
porosità minori, la saldatura è sana.
5. Trattamento superficiale
mediante fascio elettronico
(Surfi-Sculpt™)
Sebbene il procedimento di saldatura
mediante fascio elettronico sia diffusamente applicato su materiali metallici,
non è altrettanto conosciuto per le sue
capacità di trattamento superficiale.
Negli ultimi anni, la modificazione della
morfologia superficiale (“texturing”) è
stata sviluppata al punto da poter essere
E-beam
Protrusion
‘swipe’
Hole
Figura 20 - Principio del processo Surfi-Sculpt™.
Figura 21 - Esempio delle morfologie ottenibili
con processo Surfi-Sculpt™ su lega di Ti.
5.1 Percorsi di ricerca
A partire dalla prime macchine a fascio
elettronico (“HS2”), TWI ha portato a
termine programmi sperimentali con
altri cinque sistemi. Inoltre, due macchine dedicate allo sviluppo di SurfiSculpt™ sono attualmente in costruzione e altre tre macchine EB saranno
modificate per permettere lo sviluppo di
questa tecnologia (Fig. 23).
I principali progetti di ricerca riguardano
le seguenti tecnologie:
1. Macro Surfi-Sculpt. Sono stati ottenuti texturing superficiali con feature
di almeno 10 mm in altezza, utilizzando fasci ad alta energia (~5kW e
oltre).
Figura 22 - Elementi tridimensionali
(feature) con elevato fattore di forma.
2. Micro Surfi-Sculpt. Sono stati ottenuti texturing superficiali con feature
di dimensioni ridotte fino a ~30 μm di
larghezza, utilizzando macchine sperimentali con fascio elettronico di
“alta intensità”.
3. Laser Surfi-Sculpt. È stato dimostrato
come il processo Surfi-Sculpt sia applicabile anche utilizzando un raggio
laser. I progressi ottenuti finora sono
limitati essenzialmente dalla disponibilità di sistemi per la manipolazione
del raggio laser. Il potenziale effettivo
di questa variazione del procedimento e le differenze fra fascio elettronico e laser nell’interazione con il
materiale sono al momento scono-
Figura 23 - Lo sviluppo del processo Surfi-Sculpt™ si sta allargando per soddisfare la ricerca e
le future necessità dell’industria.
sciuti. A questo scopo, sono in corso
attività di ricerca.
4. Low voltage Surfi-Sculpt. Per il
momento, questo procedimento è
stato applicato con potenziali acceleranti fra 60 e 130kV. Comunque,
sono in corso progetti per lo sviluppo
di apparecchiature a fascio elettronico progettate per operare a
20-60kV.
5. Sequential Indexed Multiplex (SIM)
Surfi-Sculpt. L’utilizzo di questa tecnologia aumenta la complessità e sequenzialità del procedimento. Questo
permette la formazione di feature più
complesse, mantenendo gli intervalli
desiderati fra le operazioni in punti
sovrapposti o adiacenti.
5.2 Sviluppo delle applicazioni di
Surfi-Sculpt™
Le possibilità di applicazione e le implicazioni delle diverse tecnologie SurfiSculpt™ coprono una vasta gamma di
procedimenti e lavorazioni. Alcuni dei
possibili utilizzi a livello industriale sono:
• Giunzione fra materiali polimerici e
metalli, Comeld™.
• Miglioramento degli accoppiamenti
con adesivo.
• Preparazione di superfici da rivestire,
in modo da migliorare le prestazioni
del rivestimento (Fig. 24).
• Incollaggio e stampaggio diretto di
materiali polimerici su elementi metallici.
• Produzione di superfici con migliorata aerodinamicità/fluidodinamicità.
• Produzione di superfici collegate
meccanicamente (aggraffate).
Figura 24 - Sezione di un rivestimento in
allumina su titanio, ottenuto con
Surfi-Sculpt™.
• Produzione di filtri ed altre applicazioni che richiedano guide di forme
diverse e fori, ad esempio per miscelare gas o liquidi.
• Produzione di superfici per collegamento diretto di metalli attraverso deformazione o incastro.
• Produzione di superfici con proprietà
termiche avanzate (Fig. 25).
6. Direct metal laser deposition
6.1 Introduzione
Nel processo Direct Metal Laser Deposition (DMLD) viene utilizzato un
Figura 26 - Polvere iniettata attraverso un
ugello per DMLD.
Figura 25 - Gli elementi aerodinamici
permetterebbero trasferimento di calore con
minore resistenza, feature curve potrebbero
essere utilizzate per aumentare la vorticità.
raggio laser su substrato metallico per
formare un bagno fuso, il quale viene
alimentato attraverso un apposito ugello
con polvere metallica (Fig. 26), la quale
forma un deposito di materiale fuso che
si lega al substrato. Sia il raggio laser
che l’ugello, attraverso il quale viene
iniettata la polvere, sono manipolati mediante un robot o un sistema mobile
(gantry system). Il processo è anche conosciuto come placcatura laser (laser
cladding), deposizione laser (laser deposition), laser engineering net shape
(LENS), e laser additive manufacture
(LAM). L’espressione “deposizione
laser” è generalmente utilizzata quando
si realizzano dei prodotti finiti o si riparano parti relativamente intatte che non
possono operare a causa di usura o danneggiamenti localizzati.
I termini “rivestimento” e “placcatura”
si riferiscono generalmente alla deposizione di sottili strati di materiale (tipicamente spessori da 1 a 3 mm) su un substrato, per migliorare proprietà
superficiali quali durezza e resistenza a
corrosione o usura.
6.2 Macchinari e applicazioni
Le macchine utilizzate per la deposizione mediante laser sono cambiate significativamente negli ultimi 20 anni.
Figura 27 - Sistema per deposizione laser in funzione presso TWI.
Data la somiglianza delle funzioni eseguite, lo sviluppo di sistemi per la realizzazione rapida di prototipi ha accelerato
quello dei sistemi per la deposizione
laser.
Questa inizialmente prevedeva un
singolo ugello diretto verso il bagno fuso
creato mediante la focalizzazione di un
raggio laser CO2.
Il concetto originale è oggi applicato attraverso centri di calcolo che controllano
ugelli brevettati, utilizzando sistemi informatici integrati, software CAD tridimensionale e sistemi a controllo numerico (Fig. 27).
Grazie a questi sistemi è possibile ottenere componenti tridimensionali di geometria limitata per deposizione di strati
successivi (build up), ognuno dei quali si
miscela e fonde al precedente, come mostrato nella Figura 28. In questo modo, si
possono formare strutture con orientamento preferenziale dei grani. Lavorazioni successive, come finitura e trattamenti termici possono essere richieste a
seconda delle applicazioni. Il processo
DMLD è flessibile, i parametri possono
essere controllati facilmente per ottimizzare la resa della deposizione, la finitura
superficiale e la qualità metallurgica, in
funzione dei requisiti del prodotto.
Il principale mercato per applicazioni industriali del procedimento DMLD è la
riparazione di parti usurate o con danni
localizzati, tipicamente componenti e
pale di turbine, utilizzando leghe di Fe,
Ni o Ti. Altre applicazioni industriali affermate includono: deposizione di rivestimenti resistenti ad usura su componenti per trivellazione nel settore
Oil&Gas; rivestimento di strumenti medicali e riparazione delle superfici di
utensili per stampi.
In Gran Bretagna, aziende quali
Centrax, Wood Group, Rolls Royce e
General Electric utilizzano macchine per
la riparazione di componenti di turbine.
Sebbene il procedimento DMLD non sia
largamente conosciuto nell’industria, il
suo utilizzo è sorprendentemente
comune. La maggior parte dei principali
produttori di motori a turbina gas o
vapore, fra i quali le già citate General
Electric e Rolls Royce, Pratt & Whitney,
Siemens, MTU, Alstom e Honeywell,
utilizzano sistemi DMLD direttamente o
all’interno di consorzi industriali.
Inoltre, diversi fornitori di manutenzione, riparazione e operazioni non-
Figura 28 - Elemento dimostrativo in superlega di Ni, realizzato presso TWI mediante
deposizione laser.
OEM (Original Equipment Manufacturer), utilizzano sistemi DMLD, fra
questi Wood Group, Centrax, Sulzer, SR
Technics, KLM e Technogenia (prodotti
di saldatura resistenti ad abrasione basati
su carburi di tungsteno).
L’interesse attuale riguarda principalmente la riparazione ma, già nel breve
termine, il principale potenziale del procedimento è previsto nella realizzazione
di componenti “ibridi”, ottenuti in parte
con processi convenzionali e in parte
mediante DMLD, che consenta la riduzione dei costi di lavorazione. La deposizione laser è una tecnologia essenziale
per la costruzione ibrida vista la sua
natura additiva, opposta a quella “sottrattiva” delle convenzionali lavorazioni
di macchina o per erosione.
Guardando al futuro, la deposizione mediante laser può essere utilizzata per ottenere determinate microstrutture o proprietà metallurgiche nei materiali, e
costruire strutture uniche, data la configurazione a strati del build-up.
7. Ringraziamenti
Gli autori intendono ringraziare i colleghi che hanno contribuito alla realizzazione di questo articolo: Wayne Thomas,
Phil Threadgill e Jonathan Martin
(FSW), Chris Punshon (Non-Vacuum
Electron Beam Welding), Bruce Dance
(Surfi-Sculpt) e Phil Carrol (DMLD).
Marcello CONSONNI, si è laureato nel 2002 in Ingegneria dei Materiali
presso il Politecnico di Milano. Dal 2002 al 2006 ha lavorato nel dipartimento di Materiali e Metallurgia presso Ansaldo Camozzi di Milano, azienda
specializzata nella costruzione di apparecchi a pressione per il settore nucleare e Oil&Gas. Nel 2006 ha conseguito il diploma di International Welding
Engineer presso l’IIS di Genova. Da fine 2006 è Project Leader nel dipartimento di Fracture Integrity Management presso The Welding Institute (TWI)
di Cambridge (UK).
Dave HARVEY, laureato in Ingegneria Chimica, è entrato in The Welding Institute (TWI) di Cambridge (UK) nel 1986, impegnandosi nella gestione
tecnica e nel coordinamento di progetti riguardanti thermal spraying e processi superficiali innovativi, all’interno del dipartimento di Corrosion Resistant Alloys & Surfacing. È stato presidente della Surface Engineering
Society dal 1994 al 1997 ed ha contribuito a fondare la Thermal Spraying &
Surface Engineering Society nel Gennaio del 1998.
Bibliografia
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©TWI Ltd, 2007.
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Caratteristiche, applicazioni e saldabilità
del nuovo acciaio
inossidabile
Lean Duplex
®
LDX 2101
(°)
F. Hägg *
M. Larén *
P. Bonalumi **
Sommario / Summary
Sviluppato dalla Outokumpu Stainless, il nuovo LDX 2101® è
attualmente usato in un’ampia gamma di applicazioni. Elevate
caratteristiche meccaniche e buona resistenza alla corrosione,
sono due caratteristiche di questo nuovo acciaio inossidabile
duplex “povero”. Questa memoria esamina l’impiego dell’LDX 2101® e la sua saldatura, con particolare riferimento a
differenti tipi di serbatoi di stoccaggio.
L’LDX 2101® ha un’ottima saldabilità, e si ottengono eccellenti risultati utilizzando tutti i più comuni metodi di saldatura
ad arco. Per assicurare una struttura austenoferritica ottimale
in condizioni come saldato, occorre impiegare un materiale
d’apporto sovralegato in Ni, come per tutti gli acciai duplex.
I materiali d’apporto Avesta LDX 2101 sono stati espressamente sviluppati per la saldatura dell’acciaio LDX 2101®.
La produttività è un elemento fondamentale nella scelta del
processo di saldatura; la tendenza attuale è di utilizzare il procedimento più efficiente per ciascun giunto, tenendo conto
anche della posizione di saldatura. Il processo MIG/MAG è
spesso utilizzato per spessori sottili, mentre il FCAW è frequentemente usato su spessori più elevati. Ad esempio piccoli
serbatoi (spessori da 1 a 3 mm, con volumi da 0,5 a 3 m3) sono
sovente saldati in MIG/MAG robotizzato o semiautomatico,
utilizzando posizionatori o tavole rotanti per eseguire le saldature in piano. Grossi serbatoi (spessori da 5 a 10 mm e volumi
fino a 10.000 m3) sono normalmente saldati in opera, utilizzando i processi FCAW e MMA in tutte le posizioni.
La tecnica di saldatura ottimale dipende dunque dalle dimensioni del serbatoio di stoccaggio.
Si ottengono buone caratteristiche meccaniche e di resistenza
alla corrosione dei giunti con tutti i processi di saldatura; tuttavia le caratteristiche di tenacità sono diverse per i procedimenti “senza scoria” (ad es. MIG/MAG) e “con scoria” (ad es.
FCAW): per impieghi a bassa temperatura questa può essere
un’importante discriminante nella scelta del processo di saldatura. Può essere vantaggioso ricorrere ad una combinazione di
processi.
(°) Memoria presentata alle Giornate Nazionali di Saldatura 4 “Workshop : «Materiali base e d’apporto di ultima generazione»
- Genova 25-26 Ottobre 2007.
* Avesta Welding AB - Svezia.
** Böhler Thyssen Saldatura S.p.A. - Milano.
Developed by Outokumpu Stainless, LDX 2101® is now used
in a very wide range of applications. High strength and good
corrosion resistance are two of the particular properties of
this new lean duplex stainless steel. This paper examines the
uses of LDX 2101® and the optimal welding of different types
of storage tanks.
LDX 2101® has very good weldability and excellent results
are achieved using all common arc welding methods. To
ensure a sound ferrite/austenite structure in the as welded
condition, a filler that is “over-alloyed” with nickel must be
used. This applies to all duplex steels. Avesta LDX 2101 filler
metal has been specially designed for welding LDX 2101®.
Productivity is a major factor when choosing welding
method. The current trend is towards using the most efficient
method for each type of welding, in each position. MIG/MAG
is often used for welding thin structures and FCAW for thick.
For example, small tanks (wall thickness 1 - 3 mm, volume 0.5
- 3 m 3 ) are often welded using robotic or semi-automatic
MIG/MAG. So that all welding takes place in the best position, a positioner/rotating table is normally used here. Large
tanks (wall thickness 5 - 18 mm, volume up to 10,000 m3) are
often welded wholly on-site using FCAW and covered electrodes in all positions. Thus, the best welding technique for
storage tanks is highly dependent on size.
Whatever welding method is used, the mechanical and corrosion properties of the weld metal are good. However, impact
strength varies between MIG/MAG (“non-slagging”) and
FCAW (“slagging”). Especially for low-temperature applications, this is an important factor when choosing welding
method. Great advantages can be gained by combining
welding methods.
Keywords:
Composition; duplex stainless steels; FCA welding; GMA
welding; mechanical properties; MMA welding; selection; stainless steels; storage tanks; submerged arc welding; weldability.
F. Hägg et al. - Caratteristiche, applicazioni e saldabilità del nuovo acciaio inossidabile Lean Duplex LDX 2101®
1. Introduzione
A partire dalla metà degli anni ’80 gli
acciai austenoferritici si sono crescentemente imposti come un’alternativa agli
acciai inossidabili convenzionali. Da
allora sono stati impiegati preferenzialmente per serbatoi per prodotti chimici
come pure per apparecchiature di processo e di stoccaggio, ad esempio nell’industria della cellulosa e della carta.
La combinazione delle elevate caratteristiche meccaniche e della buona resistenza alla corrosione è ciò che rende gli
acciai austenoferritici così interessanti;
in particolare la resistenza alla stress corrosion è decisamente migliore rispetto
agli acciai austenitici convenzionali. Per
quanto riguarda le caratteristiche meccaniche poi, l’impiego di acciai austenoferritici può permettere riduzioni di spessori
e di peso fino al 50%. Tuttavia, all’inizio,
le composizioni di lega degli acciai
duplex sviluppati tendevano a dare alternative agli acciai superaustenitici altamente resistenti alla corrosione (ad es.
904L e 254SMO®), piuttosto che ai tipi
austenitici convenzionali (ad es. tipo 304
e 316). Ciò ha limitato finora l’impiego
dei duplex per costruzioni generiche,
dove spesso sono richieste elevate caratteristiche meccaniche piuttosto che non
un’alta resistenza alla corrosione.
L’ LDX 2101®, un nuovo acciaio inossidabile austenoferritico “povero” sviluppato da Outokumpu Stainless, è attualmente impiegato per un’ampia gamma
di applicazioni, inclusi anche impieghi
strutturali. Le sue caratteristiche lo
rendono particolarmente idoneo a
diversi tipi di serbatoi di stoccaggio.
L’LDX 2101® ha un’ottima saldabilità, e
si ottengono eccellenti risultati con tutti i
più comuni processi di saldatura ad arco.
Come per tutti gli acciai austenoferritici
è necessario utilizzare materiali d’apporto “sovralegati” in Ni, per assicurare
nei giunti un corretto rapporto austenite/ferrite: i materiali d’apporto LDX
2101 sono stati specificatamente sviluppati per saldare il materiale base LDX
2101 ®[1]. Questa memoria esamina in
particolare come i diversi procedimenti e
l’impiego di materiali d’apporto Avesta
LDX 2101 possono essere ottimizzati
per massimizzare la resistenza alla corrosione e le caratteristiche meccaniche
di costruzioni in acciaio LDX 2101 ® ,
con particolare riferimento ai serbatoi di
stoccaggio.
2. Generalità
Fra gli acciai inossidabili austenoferritici
[2] attualmente disponibili, l’LDX
2101 ® ha la composizione chimica
“meno legata” (Tab. I), da cui il nome
“duplex povero”. Con un contenuto di Ni
di solo 1.5% (compensato con l’aumento
a circa il 5% del Mn e a circa lo 0,22% di
N), l’LDX 2101® dà elevate caratteristiche meccaniche e una buona resistenza a
corrosione a costi vantaggiosi.
Il nichel è un metallo costoso e il suo
prezzo oscilla ampiamente nel tempo:
ciò lascia ultimamente grosse incognite
nella preventivazione dei costi totali di
un manufatto; l’impiego dell’LDX 2101
permette di ridurre considerevolmente
queste incertezze [3].
La composizione dell’LDX 2101® è studiata per dare una microstruttura con
contenuti di ferrite e di austenite approssimativamente uguali. L’elevato conte-
TABELLA I - Composizione chimica dei materiali base.
Grade
Composizione chimica, valori tipici, %
ASTM
EN
C max
N
Cr
Ni
Mo
Mn
LDX 2101
S32101
1.4162
0.03
0.22
21.5
1.5
0.3
5
2304
S32304
1.4362
0.02
0.10
23
4.8
0.3
1.5
2205
S32205
1.4462
0.02
0.17
22
5.7
3.1
1.5
304L
304L
1.4307
0.02
0.04
18.1
8.3
-
1.5
316L
316L
1.4404
0.02
0.04
17.2
10.1
2.1
1.5
®
®
LDX 2101 è un marchio registrato Outokumpu.
TABELLA II - Caratteristiche meccaniche per laminati a caldo; valori minimi a temperature ambiente.
EN, valori minimi
Grade
ASTM
EN
LDX 2101®
S32101
2304
1
2
ASTM, valori minimi
Rp0.2
[MPa]
Rm
[MPa]
A5
[%]
Rp0.2
[MPa]
Rm
[MPa]
A5
[%]
1.4162
4501
6501
301
4502
6502
302
S32304
1.4362
400
630
25
400
600
25
2205
S32205
1.4462
460
640
25
450
655
25
304L
304L
1.4307
200
500
45
170
485
40
316L
316L
1.4404
220
520
45
170
485
40
Ancora non ufficialmente previsto, ma non ci si aspettano variazioni rispetto ai valori di ASTM.
Secondo ASTM A240 per lamiere laminate a caldo. Per laminate a freddo Rp0.2 min. 530 MPa e Rm min. 700 MPa.
TABELLA III - Composizione chimica dei materiali d’apporto Avesta LDX 2101.
Composizione chimica, valori tipici, %
Materiale d’apporto
Avesta LDX 2101
MMA
TIG
MIG / MAG
SAW
FCAW
nuto di azoto accelera la riformazione di
austenite durante il raffreddamento dopo
saldatura [4], il che dà a questo acciaio
una buona saldabilità. In generale, la resistenza a corrosione è almeno pari, se
non superiore, a quella dell’AISI 304, e
in alcune condizioni, si avvicina a quella
dell’AISI 316. Inoltre la struttura duplex
e l’elevato contenuto di azoto danno
luogo a elevate caratteristiche meccaniche, circa doppie (Rp 0,2) rispetto a
quella degli acciai inossidabili austenitici convenzionali. Nella Tabella II sono
riassunte le caratteristiche meccaniche
(valori minimi) dei duplex tipo 2304,
2205 e LDX 2101 ® e degli austenitici
304L e 316L. L’alto carico dell’LDX
2101® può essere sfruttato per ottimizzare il calcolo di diversi tipi di serbatoi
semplici [3]. La convenienza economica
permessa da questo tipo di acciaio può
essere pienamente sfruttata scegliendo il
materiale d’apporto più indicato (Avesta
LDX 2101 [5]) e il processo di saldatura
più idoneo.
3. Materiali d’apporto e
proprietà dei depositi
Il materiale d’apporto Avesta LDX 2101
è stato ottimizzato per assicurare le migliori caratteristiche di saldabilità,
nonché proprietà meccaniche e di resistenza a corrosione dei giunti. Questo
C
N
Cr
Ni
Mo
Mn
0.04
0.14
23.5
7.0
0.3
0.7
0.02
0.14
23.0
7.0
< 0.5
0.5
0.03
0.14
24.0
9.0
< 0.2
0.8
Figura 1 - Metallo depositato SMAW, Avesta
LDX 2101.
materiale d’apporto dovrebbe essere
sempre utilizzato per saldare l’acciaio
LDX 2101 ® [6]. Nella Tabella III sono
riportate le composizioni chimiche indicative dei materiali d’apporto Avesta
LDX 2101: come per altri gradi di materiali d’apporto duplex, anche in questo
caso il contenuto di Ni è stato sostanzialmente incrementato rispetto al materiale
base; ciò per ottenere un corretto rapporto austenite/ ferrite nei giunti.
La struttura metallografica del materiale
depositato è austenoferritica, con ferrite
30 - 65%, in funzione anche delle modalità di saldatura. La formazione di austenite durante la solidificazione è relativamente rapida, e anche col processo TIG i
rischi di ferrite troppo elevata sono
bassi. Come normalmente succede con i
duplex la ferrite in
ZTA è leggermente
più alta che in ZF,
e può arrivare fino
al 70%.
Prove su saldature
in LDX 2101
danno carichi di
rottura superiori ai
680 MPa, con
rotture normalmente localizzate
in materiale base.
Le pieghe a 180°
con mandrino 3 x t
danno normalmente risultati positivi.
Come anche per altri giunti duplex, i
valori di tenacità sono piuttosto variabili:
con i processi MMA, FCAW e SAW si
ottengono risultati inferiori che non con i
processi TIG e MIG / MAG. Ciò è
dovuto al più alto livello di microinclusioni non metalliche tipiche dei processi
sotto scoria. Comunque i valori sono
sempre superiori ai 45 J a temperatura
ambiente (con i processi senza scoria
sono superiori ai 150 J). Con l’arco sommerso si ottengono ottime tenacità se in
saldatura si contiene l’apporto termico
sotto i 15 kJ/cm. Per apporti termici
elevati si ha una drastica caduta.
Nella Tabella IV sono riportati i valori
tipici in tutto il materiale d’apporto per i
diversi processi.
TABELLA IV - Caratteristiche meccaniche in tutto apporto.
Materiali d’apporto
Avesta LDX
2101
Rp0.2
[MPa]
Rm
[MPa]
A5
[%]
RT [+20°C]
[-40°C]
MMA
640
800
25
45
28
TIG
550
730
30
180
170
MIG / MAG
520
710
30
150
110
SAW
570
750
25
140
60
FCAW
550
750
30
60
40
Caratteristiche meccaniche in tutto apporto (valori tipici)
resilienza[J]
4. Processi di saldatura
Con l’LDX 2101 ® si possono ottenere
eccellenti risultati utilizzando tutti i processi di saldatura convenzionali: MMA,
FCAW, GMAW, MIG / MAG, TIG e
SAW. La produttività è un fattore importante nella scelta delle modalità di saldatura, e si cerca di utilizzare il processo
più efficiente per ciascun giunto, in funzione di spessori e posizioni di saldatura.
Qui di seguito si riportano le considerazioni riferibili alla saldatura dei serbatoi
di stoccaggio.
• FCAW: è ampiamente utilizzato per
tutti i tipi di saldatura, sia d’officina
che di cantiere. Lo spessore del materiale base deve essere superiore ai
5 mm. Il gas di protezione può essere
o Ar + 20% CO2 o 100% CO2. Il processo dà un’alta produttività in tutte
le posizioni, ma viene applicato normalmente in piano ed in frontale. È
usato spesso in combinazione con
MMA.
• MIG / MAG: è un processo economico per eseguire saldature continue
in posizione piana su spessori mediobassi (2 - 6 mm), specialmente di
giunti con supporto di sostegno o a
sovrapposizione.
L’applicazione ottimale si ha con
impianti pulsati sinergici ed utilizzando come protezione miscele ternarie Ar + 30% He e 2-3% CO2. Buoni
risultati si hanno però anche con Ar +
2-3% CO2 e con Ar + 1-2% O2.
Con spessori di materiale base molto
bassi, anche intorno al millimetro,
sono consigliabili i sistemi SuperPulse™ o CMT (trasferimento a
metallo freddo). Rispetto al TIG sono
applicazioni con produttività decisamente più elevata.
Il SuperPulse™, semplificando, può
essere rappresentato come un susseguirsi di cicli a “bassi” e “alti” parametri.
Il CMT può essere in qualche modo
assimilato a uno short-arc con una
modalità di trasferimento del metallo
controllato e senza fasi di corto circuito. Allo stadio di goccia già
formata, la corrente viene ridotta
quasi a zero, e la goccia fusa viene
staccata invertendo meccanicamente
l’avanzamento del filo (cosa resa possibile dalla presenza di due unità di
avanzamento filo sincronizzate).
Sia il SuperPulse™ che il CMT sono
caratterizzati da sequenze di saldatura
con apporti termici estremamente
contenuti; le saldature che si ottengono sono esteticamente simili a
quelle eseguite in MIG / MAG.
• MMA: data la sua eccellente applicabilità in tutte le posizioni, il processo
manuale è normalmente applicato per
le saldature di cantiere verticali,
nonché per tutte le puntature e le riparazioni.
L’elettrodo Avesta LDX 2101 AC/DC
(a rivestimento rutil-acido) è caratterizzato da un arco stabile e buona
asportazione della scoria.
• SAW: processo prevalentemente utilizzato per saldatura di lamiere superiori ai 12 mm. Per contenere la diluizione del materiale base si
raccomanda filo di diametro 2,4 mm e
preparazione dei giunti a V, a U o a X
(evitare applicazioni ad alta penetrazione!), con apporto termico inferiore
ai 15 kJ/cm. La saldatura di radice
può essere vantaggiosamente eseguita
con un altro processo ad alta resa,
come ad esempio FCAW. Il processo
SAW è più utilizzato su componenti
di spessore elevato ed è raramente impiegato per i serbatoi di stoccaggio.
• TIG: utilizzato normalmente per saldature di radice senza ripresa a rovescio e per spessori sottili, questo processo dà una bassa resa: per contro dà
depositi di saldatura particolarmente
puri, con eccellenti caratteristiche di
tenacità anche a basse temperature.
L’aggiunta di azoto al gas di protezione (Ar + 2% N2) migliora i carichi
e la resistenza alla corrosione.
La produttività può essere aumentata
con saldatura simultanea da entrambi
i lati (in manuale o semiautomatico);
questo sistema viene spesso utilizzato
nei serbatoi di spessore medio-basso
(3-5 mm).
5. Scelta dei processi
Gli acciai austenoferritici hanno con
successo preso il posto degli acciai austenitici in applicazioni per apparecchiature di processo e serbatoi di alcuni
settori (ad esempio quello della carta e
cellulosa). Con le sue caratteristiche, il
nuovo LDX 2101®, si propone come un
ottimo materiale per più estesi campi di
applicazione, e soprattutto per i serbatoi
di stoccaggio.
I serbatoi sono sostanzialmente cilindri
con pressione interna, e non richiedono
ulteriori particolari lavorazioni per sfruttare appieno le caratteristiche meccaniche dell’ acciaio.
Ottimizzando la scelta del materiale,
spessore e peso dei serbatoi vengono
considerevolmente ridotti, come evidenziato nella Figura 2.
Figura 2 - Dimensionamento di un serbatoio di stoccaggio - confronto LDX 2101® e 304.
TABELLA V - Sistemi di saldatura, preparazione dei giunti.
Luce, D
[mm]
Materiale
d’apporto
Avesta
1G/PA
Giunto 1
2.0
LDX 2101
1G/PA
Giunto 1
-
LDX 2101
Processo di
saldatura
Spessore
[mm]
Posizione
MIG / MAG
2–4
MIG / MAG
1–4
Preparazione
TABELLA VI - Sistemi di saldatura, parametri.
Processo di
saldatura
Tipo
Corrente (A)
Voltaggio (V)
Velocità
[cm/min]
Apporto termico
[kJ/cm]
MIG / MAG
CMT
30 – 60
22 – 27
80 – 120
<3
MIG / MAG
Pulsato
170 – 200
22 – 23
70 – 100
<6
MIG / MAG
Tandem
190 – 200
26 – 27
100 – 120
< 10
In questo caso, a parità di condizioni, il
materiale più performante permette di risparmiare quasi il 20% di peso, passando da 158 a 130 t circa.
Gli spessori più bassi portano anche ad
una riduzione dei tempi e dei quantitativi dei materiali di saldatura; nel caso
specifico, se si saldasse tutto ad elettrodo rivestito si passerebbe da circa 580
ore a circa 400 ore “arco acceso”, cioè
senza considerare i tempi morti e di molatura.
Ottimizzando anche i processi di saldatura, ad esempio saldando in FCAW le
saldature frontali e in MMA solo i giunti
verticali, il tempo totale di saldatura
“arco acceso” può essere ridotto fino a
circa 200 ore.
3
5.1 Piccoli serbatoi (0.5 - 3 m )
Serbatoi di questo tipo hanno generalmente anche spessori molto bassi
(1-3 mm), e si saldano solitamente in
MIG/MAG semiautomatico o robotizzato, movimentando il pezzo per eseguire la saldatura in piano. Come evidenziato nella Tabella V, si usano in genere
giunti testa a testa, e in qualche caso a
sovrapposizione (in quest’ultimo caso
occorre tenere presente la possibilità di
innesco di corrosione interstiziale).
Come materiali d’apporto si usano in
genere fili di diametro 1 o 1,2 mm.
Nella Tabella VI sono riportati intervalli
3
Figura 3 - Piccolo serbatoio per
carburante, < 1 m3.
di parametri indicativi per alcune possibili varianti di processo effettivamente
utilizzate in queste applicazioni.
L’impiego di un processo tandem (con
due generatori separati e con parametri
differenti, a volte perfino nella modalità
di trasferimento d’arco) permette di aumentare la velocità di saldatura, fino
anche del 50%.
Il processo MIG/MAG confrontato ad
esempio con i processi laser o plasma,
pure potenzialmente applicabili in applicazioni di questo tipo, è relativamente
più “tollerante” per quanto riguarda possibili disallineamenti e/o variazioni di
luce di assiematura.
5.2 Grandi serbatoi (fino a 10.000 m )
I grandi serbatoi hanno in genere spessori più elevati (5-18 mm) e vengono solitamente assiemati e saldati interamente
in opera con processi FCAW e MMA
(Tabb. VII÷IX). Le saldature sono a
piena penetrazione, o saldate dai due lati
con ripresa, oppure da un solo lato su
supporto ceramico.
Normale sequenza di saldatura:
1. Il “cielo”, normalmente con giunti a
sovrapposizione saldati da entrambi i
lati, è eseguito in FCAW per le saldature in piano e in MMA (o ancora
FCAW) per le saldature in sopratesta.
2. Le lamiere della parete laterale
vengono assiemate con puntature in
MMA. Le saldature circonferenziali
sono solitamente saldate in FCAW.
Per le verticali o si impiega lo MMA,
o ancora il FCAW.
3. Le lamiere del fondo sono di solito
saldate da un solo lato, in genere con
supporto metallico.
Occorre sempre tenere presente la possibilità di deformazioni, sia in assiematura/puntatura che durante la saldatura
vera e propria, e adottare sequenze
opportune.
Per le saldature verticali ascendenti si
usa, sia in manuale che con il filo
animato, la tecnica del pendolamento,
che può arrivare anche ai 20 mm, riducendo così il numero di passate richieste.
Le correnti impiegate, rispetto a quelle
che si usano normalmente saldando in
piano, sono circa 10-30 A più basse per
il processo MMA e 40-60 A più basse
per il processo FCAW.
6. Conclusioni
• Già attualmente l’LDX 2101 ® è applicato per diversi tipi di serbatoi di
stoccaggio, e se ne può prevedere
un’ulteriore diffusione.
Le ragioni principali per la scelta di
questo materiale sono le sue elevate
caratteristiche meccaniche e la sua
composizione chimica, che permettono un contenimento dei costi rispetto a soluzioni con acciai inossidabili convenzionali; la resistenza a
corrosione è superiore a quella
dell’EN 1.4301/AISI 304.
Figura 4 - Grande serbatoio di stoccaggio, circa 9.000 m3.
TABELLA VII - Sistemi di saldatura, generali.
Processo di
saldatura
Posizione
Spessore
[mm]
Materiale
d’apporto
Avesta
Diametro
[mm]
Gas di
protezione
MMA
3G/PF
5 – 18
LDX 2101
2.5 (radice) + 3.25
-
FCAW
2G/PC
5 – 18
FCW-2D
LDX 2101
1.2
Ar + 18 – 25% CO2
(20 – 25 l/min)
TABELLA VIII - Sistemi di saldatura, preparazione dei giunti.
Processo di
saldatura
Posizione
Angolo
(°)
Spalla, C
[mm]
Luce, D
[mm]
MMA
FCAW
1G/PB
4G/PE
(giunto 2)
-
-
-
FCAW
2G/PC
giunto 3
β1 = 45°
β2 = 15°
2
2.5
MMA
3G/PF
giunto 4
α = 70°
2
2.5
Preparazione
TABELLA IX - Sistemi di saldatura, parametri.
Processo di
saldatura
MMA
FCAW
Passata
Polarità
Corrente
(A)
Tensione
(V)
Velocità
[cm/min]
Apporto
termico
[kJ/cm]
Stick-out
[mm]
1
DC+
65 – 70
25 – 27
4–6
Max 25
-
2-n
DC+
90 – 100
26 – 28
5–7
Max 25
-
1
DC+
145 – 155
24 – 25
18 – 22
Max 25
15 – 20
2-n
DC+
170 – 190
25 – 26
40 – 50
Max 25
15 – 20
• L’LDX 2101 ® possiede anche una
buona saldabilità, e si ottengono
ottimi risultati applicando i più
comuni metodi di saldatura ad arco.
Per garantire nei giunti un corretto
rapporto austenite/ferrite e le stesse
caratteristiche meccaniche e di resistenza a corrosione del materiale
base, è raccomandato l’impiego di
materiali d’apporto Avesta LDX
2101, che sono stati espressamente
sviluppati allo scopo.
• Diversi fattori sono importanti nella
scelta dei procedimenti di saldatura;
ad esempio in caso di particolari requisiti di tenacità vanno considerate
le differenze tipiche dei processi
MIG / MAG (senza scoria) e FCAW
(con scoria).
• La produttività è un fattore fondamentale nella scelta dei processi: si tende a
privilegiare il processo più efficiente
per ciascun tipo di giunto e posizione.
• Il processo MIG / MAG è spesso di
riferimento per gli spessori sottili, il
FCAW per quelli più elevati. Il processo MMA è normalmente riservato
a puntature, saldature in verticale e/o
sopratesta e ad eventuali riparazioni.
I processi ottimali dipendono largamente da dimensioni e spessori del
serbatoio, e spesso la soluzione ideale
è una combinazione di procedimenti.
• Al di là dell’applicazione nei serbatoi
di stoccaggio l’LDX 2101® si sta di-
mostrando potenzialmente molto interessante per parecchi altri campi di
applicazione, come ad esempio impianti di desalinizzazione, strutture di
carri ferroviari e/o veicoli commerciali, cisterne, ponti, ecc.
Bibliografia
[1]
Larén M., Holmberg B., Hägg F., Zhou Z.: «Welding of the new Lean Duplex
Stainless Steel LDX 2101®», (EN 1.4161, UNS S32101), EUROJOIN 5 Congress, May 2004, Vienna, Austria.
[2]
Johansson P., Liljas M.: «A new Lean Duplex Stainless Steel for construction
purposes», 4th European Stainless Steel Science and Market Congress, 2002,
Paris, France.
[3]
Benson M.: Utilization of the material strength for lower weight and cost with
LDX 2101®», Stainless Steel World, June 2005.
[4]
Ericsson C., Johansson P., Liljas M., Westin E.M.: «Mechanical properties of
welds in the new Lean Duplex Stainless Steel LDX 2101 ®», (EN 1.4161,
UNS S32101), Stainless Steel World Conference, Maastricht, 2003, the Netherlands.
[5]
Holmberg B., Larén M.: «Welding and application of the new lean duplex
steel, LDX 2101®», IIW Annual Meeting, 2005, Prague, Czech Republic.
[6]
Holmberg B., Hägg F., Larén M., Zhou Z.: «Guidelines - How to weld Outokumpu LDX 2101®». Available from Avesta Welding AB.
Fredrik HÄGG e Martin LARÉN lavorano nel reparto ricerca e sviluppo della Avesta Welding AB, Svezia.
Pierangelo BONALUMI è responsabile dell’assistenza tecnica nella
Böhler Thyssen Saldatura SpA in Italia.
TOPTIG: la saldatura robotizzata TIG
con alimentatore filo integrato
T. Opderbecke *
S. Guiheux *
Sommario / Summary
ALW ha sviluppato un nuovo procedimento di saldatura robotizzata TIG (Tungsten Inert Gas) che combina la qualità
propria del procedimento TIG con la produttività del procedimento MIG. La chiave di volta è la particolare configurazione
della torcia: il filo d’apporto, viene alimentato direttamente
nella zona dell’arco ove le temperature sono più elevate determinando un trasferimento a “flusso liquido continuo”. Tale
configurazione ha inoltre il vantaggio di avere dimensioni
d’ingombro ridotte e maggiore accessibilità della torcia per la
saldatura robotizzata di geometrie complesse. Non è più necessario posizionare ed orientare il filo d’apporto rispetto alla
torcia ed al giunto di saldatura. Il sesto asse del robot risulta
così libero.
Le applicazioni fino ad ora realizzate riguardano la saldatura
di contenitori in acciai inossidabili, saldature testa a testa ed a
sovrapposizione, particolari di meccanica in acciai al carbonio
con cordoni intermittenti nella gamma di spessori sottili o
medi. In partnership con l’industria automobilistica nel
campo della saldobrasatura, sono state testate con successo
applicazioni su lamiere zincate sottili con filo CuSi3 senza
proiezioni. Altri sviluppi si potranno avere nella saldatura di
acciai inossidabili e leghe leggere per l’industria alimentare,
mobilifici e altro.
*
A new robotic TIG welding process has been developed which
combines the quality of TIG welding with the productivity of
MIG welding. The key part of the technology is an original
torch design: the wire feed is oriented in an angle close to the
tungsten electrode traversing the gas nozzle. This configuration provides the advantage of reduced overall dimensions
and enhanced accessibility of the torch for robotic welding of
complex geometries. There is no need to direct the torch and
wire feed towards the joint helps to liberate the 6th axis of the
robot.
Several technical features are associated to the new torch
design such as an automatic electrode change, and a push
pull wire feeder. Applications have been developed in partnership with the automotive industry for the weld-brazing of
galvanised steel with CuSi3 wire without spatter. Other applications can be found in welding stainless steel: food industry,
manufacturing of furniture or cycle production.
Keywords:
GTA welding; metal transfer; process parameters; robots;
speed; stainless steels; torches; wire feed.
Air Liquide/C.T.A.S. - Cergy - Pontoise (Francia).
T. Operbecke e S. Guiheux - TOPTIG: la saldatura robotizzata TIG con alimentatore filo integrato
Il cambio elettrodo è difficile da eseguire
e normalmente ha come risultato un’operazione manuale con conseguente
perdita di tempo.
Il procedimento TOPTIG
Saldatura robotizzata, sempre
più alla ricerca di eccellente
qualità di saldatura
La saldatura robotizzata oggigiorno è
principalmente utilizzata con saldatura
MIG o saldatura a resistenza per punti.
Ciò dipende dalla necessità di produttività, di facilità, di efficacia e di automazione. C’è un crescente bisogno di saldature di ottima qualità per esempio
nell’industria automobilistica, dei mobili
di metallo e nell’industria chimica.
Migliore qualità significa prima di tutto
assenza di proiezioni: la saldatura MAG
è limitata perché la corrente di saldatura
passa attraverso il filo d’apporto causando instabilità di trasferimento dell’arco. La quantità di filo è legata alla
corrente di saldatura e non può essere
variata se non variando la corrente di saldatura stessa.
Esistono sul mercato alcuni sistemi robotizzati TIG e plasma, con torce derivate da applicazioni manuali o automatiche. L’alimentazione del filo può essere
aggiunta in un secondo momento anche
se non è la soluzione ottimale per questo
tipo di applicazioni.
Figura 1 - Torcia TIG standard.
Come mostrato nella Figura 1, il filo è
orientato a circa 90° rispetto all’elettrodo ed è parallelo alla saldatura.
Questo significa un grande svantaggio in
termini di ingombro e di affidabilità.
L’orientazione del filo deve essere
gestito dal 6° asse del robot. Per parti
complesse si rende quindi necessaria
l’aggiunta di un 7° asse per una periferica esterna (tavola rotante).
Questo spiega come nella robotica la
maggior parte delle applicazioni TIG e
plasma sono prive di filo d’apporto.
Lo studio si è prefissato quattro obiettivi
principali:
• elevata velocità di saldatura
• compattezza della torcia per applicazioni robotizzate
• nessuna limitazione alle caratteristiche del robot
• cambio elettrodo in automatico.
Il punto chiave del processo, per questo
coperto da brevetto, è il sistema integrato di alimentazione del filo come illustrato nella Figura 2.
Come indicato nella Figura 3 l’alimentazione del filo (2) passa attraverso la
punta esterna (5) formando un angolo
fisso con l’elettrodo (1), parallelamente al cono all’estremità dell’elettrodo. In questo modo il filo risulta in
contatto con la regione più calda dell’arco ottenendo un elevato tasso di deposito.
Questa configurazione rende possibile
l’utilizzo di una torcia TIG alla stregua
di una torcia MIG: l’orientazione della
torcia è meno importante.
La distanza dell’elettrodo dal pezzo è
meno rilevante in quanto il filo viene
spinto sul bagno di fusione.
1 - electrode
2 - filler wire
3 - double flow (option)
4 - filler wire
5 - nozzle
6 - shielding gas
7 - constricted arc
8 - welding piece
1
5
2
6
3
7
4
8
Classic
Solution
10 000 to 16 000 °K
4 000 to 10 000 °K
Figura 2 - Vista in sezione della torcia di
saldatura TOPTIG.
Figura 3 - Schema della torcia.
1. Continuous metal transfer
1. Melting of wire tip
2. Formation of droplet
3. Growth of droplet
4. Deposure of droplet
4. Wire feed stopped
Figura 5 - In senso orario: 1. il filo avanza e
inizia a fondere; 2. rottura del ponte liquido e
formazione della goccia; 3. massima
dimensione della goccia; 4. deposito del
metallo sul bagno liquido.
Figura 4 - In senso orario: 1. il filo avanza;
2. primo contatto dell’estremità del filo con il
pezzo; 3. contatto continuo del filo con il
bagno di fusione tramite un flusso liquido;
4. interruzione del contatto ed estremità del
filo appuntita quando la velocità decresce a
zero.
La torcia TOPTIG rende possibile due
modi di trasferimento del metallo complementari. A flusso liquido continuo e a
goccia.
A liquido continuo
Questa configurazione comporta un particolare trasferimento del metallo d’apporto simile ad una colata di metallo
liquido (Fig. 4) differente dal normale
trasferimento “a goccia”.
Vi è un contatto continuo tra il metallo
d’apporto e il pezzo da saldare all’estremità del cono dell’arco. Il modo di trasferimento con ponte liquido è da preferire, in quanto genera un elevato tasso di
deposito alla massima velocità, una saldatura continua e regolare e un rischio
molto ridotto che il filo d’apporto entri
in contatto con l’elettrodo di tungsteno.
Al termine della saldatura si ottiene un
filo più appuntito rendendo la successiva
partenza più affidabile.
Il fotogramma della Figura 4 è ottenuto
grazie ad un sistema di visione laser che
permette di nascondere completamente
la radiazione dell’arco.
Questo modo di trasferimento si ottiene
con i più comuni fili d’apporto nei procedimenti di saldobrasatura di acciai
inossidabili con gli opportuni parametri
di velocità filo, corrente e distanza dell’elettrodo grazie alla geometria del
TOPTIG.
A goccia
Il modo di trasferimento a goccia è caratterizzato da un contatto ripetuto delle
gocce con il bagno fuso, rottura della
strizione metallica, crescita della goccia
e distacco per gravità o contatto con la
superficie (Fig. 5).
Questo schema è similare al trasferimento in “short arc” della saldatura
MAG.
Lo si può scegliere per i seguenti motivi:
per mescolare il bagno fuso grazie ai
continui contatti delle gocce con la superficie liquida. Questo riduce le porosità o in altri casi determina una struttura
regolare ed eccellente.
Per coprire un ampio range di parametri:
saldatura a correnti più basse o con
ridotto tasso di apporto filo.
Per ottenere un
cordone di saldatura
più largo.
Il criterio fondamentale è la dimensione
e la frequenza delle
gocce: una velocità
Droplet
di avanzamento filo
Transfer
elevata garantisce
una maggior frequenza di gocciolamento e una dimensione delle gocce
ridotta.
La Figura 6 mostra
schematicamente
l’influenza della velocità del filo sulla
frequenza del gocciolamento mantenendo una corrente di saldatura costante.
Performance e applicazioni
Il procedimento TOPTIG è indicato per
la saldatura di spessori sottili (fino a
3 mm di spessore), quando è richiesta
elevata qualità, produttività e costi ragionevoli.
Aspetto della saldatura
Un altro vantaggio del procedimento
TOPTIG è l’eccellente aspetto del
cordone di saldatura. Infatti, l’utilizzo di
un gas inerte garantisce un’ossidazione
ridotta sia in saldobrasatura che con
acciai inossidabili.
Droplet Frequency
Tipologie di trasferimento del
metallo
Unstable
Transfer
Continuous
Transfer
Wire Feed Speed
Figura 6 - Influenza della velocità sul filo di
gocciolamento.
Figura 8 - Saldobrasatura su acciaio zincato
alla velocità di 3,5 m/min.
Figura 7 - Giunti sovrapposti, spessori 2 mm
304L a 200°, 0,9 m/min.
Inoltre il trasferimento in modo liquido
garantisce un cordone liscio, privo di
onde di solidificazione (Fig. 7).
Velocità di saldatura
In tutti i test eseguiti, il dato più interessante è stato quello relativo alla velocità:
diversamente dal procedimento classico
TIG, le velocità di saldatura sono paragonabili a quelle ottenute con il procedimento MIG (Fig. 8).
Figura 10 - Saldatura di acciaio inossidabile.
Figura 11 - Gunto di sovrapposizione 1mm
lamiera acciaio inossidabile, 140°,
1.1 m/min, Arcal 10.
Figura 9 - Saldobrasatura su acciaio zincato
di spessore 0,8 mm.
Assenza di proiezioni
L’assenza di proiezioni è garantita dal
fatto che la corrente di saldatura non attraversa il filo d’apporto. Solitamente
per prevenire proiezioni su spessori
sottili, si riduce l’apporto di calore alla
partenza della saldatura e si protegge l’elettrodo. Sincronizzando la salita della
corrente , la partenza del filo e il movimento del robot, si può ridurre l’apporto
di calore: l’arrivo del filo d’apporto direttamente nella
regione dell’arco
aiuta ad assorbire
l’energia e a prevenire un eccessivo riscaldamento e le
proiezioni di materiale (Fig. 9).
Bassa distorsione
L’autonomia della
regolazione della
corrente di saldatura,
rispetto alla velocità
di avanzamento del
filo, permette di controllare l’apporto
termico al giunto, e
quindi risulta più
facile ridurre le distorsioni. Tale vantaggio favorisce la
realizzazione di
saldature di spessori
sottili in acciaio inossidabile (Fig. 10).
Controllo e flessibilità del processo
Con un sistema di apporto filo completamente integrato nella torcia e il fatto che
il filo fonde in prossimità del punto più
caldo dell’arco, la posizione del filo rispetto alla direzione di saldatura è meno
sensibile, garantendo maggiore libertà
per saldare strutture più complesse su
robot a 6 assi (Fig. 11).
Ad ogni modo questo processo ammette
errori di disallineamento e distacco tra i
due lembi pari a una volta il diametro del
filo. Se è necessaria una tolleranza maggiore, si può utilizzare la funzione
“weaving” del robot.
Saldobrasatura per il settore
automobilistico
All’inizio la torcia TOPTIG è stata sviluppata per applicazioni nell’industria
automobilistica per la saldatura di
lamiere sottili di acciaio pre-rivestite.
Figura 12 - Giunto di sovrapposizione 1mm
lamiera acciaio elettrozincata, 120°, 1m/min,
Arcal 10 con luce di 1 mm.
TABELLA I
Giunto
Acciaio
rivestito
Filo
riemp.
Corrente
Velocità
saldatura
Gas
Elettro
galvanizzato
(1 mm)
CuAl8
Ø 1 mm
180 A
1.75 m/min
ARCAL 1
(15 l/min)
Galvanizzato
(0.8 mm)
CuSi3
Ø 1 mm
80 A
1.3 m/min
ARCAL 10
(15 l/min)
Elettro
galvanizzato
(2 mm)
CuSi3
Ø 1.2 mm
155 A
1 m/min
ARCAL 10
(15 l/min)
Elettro
galvanizzato
(1 mm)
CuSi3
Ø 1.2 mm
140 A
1 m/min
ARCAL 10
(15 l/min)
Galvanizzato
(1.5 mm)
CuSi3
Ø 1 mm
130 A
1 m/min
ARCAL 10
(15 l/min)
Acciaio
inox
Filo
riemp.
Corrente
Velocità
saldatura
Gas
304L
(1 mm)
E 308 L
Ø 0.8 mm
150 A
1 m/min
ARCAL 10
(15 l/min)
304L
(2 mm)
E 308 L
Ø 1.2 mm
210 A
1.5 m/min
ARCAL 10
(15 l/min)
304L
(2 mm)
E 308 L
Ø 1.2 mm
200 A
0.7 m/min
ARCAL 10
(15 l/min)
304L
(2 mm)
E 308 L
Ø 1.2 mm
200 A
1 m/min
ARCAL 15
(15 l/min)
Il procedimento TOPTIG consente di ottenere velocità di lavoro di circa un
metro al minuto con un ottimo aspetto
estetico dei cordoni (Fig. 13).
Nella Tabella I sono illustrati alcuni
giunti tipici.
Applicazioni su acciai inossidabili
Per gli acciai inossidabili, il procedimento TOPTIG è molto interessante per
la velocità di saldatura e il tasso di deposito ottenibile (circa 3kg/h). Le applicazioni possibili sono ad esempio
l’industria alimentare e le strutture metalliche sottili in cui il procedimento
può essere una valida soluzione grazie
all’eccellente aspetto estetico dei
cordoni.
Nella Tabella II sono illustrati alcuni
giunti tipici.
Sono stati provati differenti gas per
questi tipi di applicazioni.
Essi hanno influenza nell’aspetto del
cordone e sulla velocità di saldatura
come indicato nella Tabella III.
TABELLA II
Giunto
La torcia
Tra queste, le applicazioni più frequenti, sono su
giunti a sovrapposizione da 0,8
a 1,5 mm di
lamiere zincate
(Fig. 12).
La torcia è montata sul polso del robot e
attraverso un connettore rapido collegata
al sistema avanzamento filo push-pull. La
torcia è raffreddata internamente ad
acqua e ha la possibilità di un raffreddamento addizionale della punta esterna da
utilizzarsi con correnti vicino al limite
massimo o per saldatura in zone confinate
con condizioni estreme di riscaldamento.
La punta guidafilo può essere rimossa
dalla punta esterna (avvitata) o per raggiunto limite di usura o per cambio diametro del filo. La punta esterna (del gas
di protezione) può essere rimossa facilmente dalla torcia svitando una ghiera
senza aprire il circuito di raffreddamento
ad acqua. L’elettrodo è tenuto da un
porta elettrodo centrale che può essere
sostituito automaticamente.
TABELLA III - Influenza del gas di protezione sulla massima
velocità di saldatura di un giunto in 304L a sovrapposizione
di 2 mm di spessore.
Figura 13 - Saldatura robotizzata di parti di
carrozzeria.
Gas
Miscela gas
Vel. spostamento
R1
Ar + 2.5% H2
0.9 m/min
R1
Ar + 20% He + 5% H2
1.2 m/min
R1
Ar + 5% H2
1.7 m/min
Figura 14 - Torcia TOPTIG con sistema
push-pull.
I limiti di corrente della torcia sono 220
A DC, per impiego con fili di diametro
tra 0,8 e 1,2 mm (Fig. 14).
La torcia fa parte di un impianto completo comprendente una sorgente di corrente continua dedicata da 220 A al
100% con controllo a distanza, cavi di
collegamento e un gruppo avanzamento
filo fino a 10m/min. L’impianto è protetto contro l’alta frequenza con isolamento completo del robot, del gruppo,
avanzamento filo e dei segnali di interfaccia via optoisolatori. Il sistema di
cambio elettrodo, è un sistema a
comando pneumatico con un PLC di
controllo interfacciabile con ogni tipo di
robot. Consente uno stock di 6 portaelettrodi sulla postazione di cambio.
Il controllo dello stock è automatico. Il
tempo ciclo per il cambio di un elettrodo
Figura 15 - Sistema di cambio automatico
elettrodi e sorgente di corrente.
è di circa 15s da saldatura a saldatura
senza alcun intervento manuale (Fig.15).
Conclusioni
TOPTIG è una nuova variante del procedimento convenzionale TIG adattato alle
esigenze delle produzioni robotizzate. Il
disegno della torcia offre i vantaggi di un
semplice e ripetitivo setup: la posizione
del filo d’apporto nei confronti dell’elettrodo è fissa e la sporgenza del filo è limitata al minimo. Si ha un’ottima accessibilità su particolari complessi tipici per
applicazioni robotizzate.
Ulteriori caratteristiche della torcia sono
il cambio elettrodo automatico, un collegamento rapido tra torcia e robot e l’avanzamento filo pulsato.
Le velocità di saldatura o saldobrasatura
sono simili e in alcuni casi più elevate di
quelle ottenibili con saldatura MIG a filo
singolo ma con una migliore qualità dei
cordoni di saldatura.
Le tolleranze di posizionamento sono
tipiche dei giunti a sovrapposizione circa
una volta il diametro del filo. La durata
dell’elettrodo può raggiungere largamente la durata di un turno di lavoro.
Le applicazioni del procedimento sono
limitate agli spessori sottili fino a circa 3
mm con tassi di deposito relativamente
bassi.
Numerose applicazioni si possono
trovare quando si richiede una eccellente
qualità dei cordoni come nel settore dei
particolari in vista per l’industria automobilistica, mobili metallici industria
chimica o alimentare.
Thomas OPDERBECKE, Air Liquide C.T.AS., Head of R&D, Department Arc Welding. Master “Mechanical engineering and fabrication”.
University of Technology Branschweig, Germany in 1995.
Stéphanie GUIHEUX, Air Liquide Engineering (project manager). Masters: Ecole National Supérieurs de Arts et Métiers (Paris).
EZgX] Xdh ^bedgiVciZ kZc^gZ Vaa¼ZYô^dcZ '%%- Y^ HjW[dgcîjgV4 HZbea^XZ/
&#%+(Vo^ZcYZZhedhîg^X^0'+#'((k^hîVidg^0'(k^VaîZbVi^X^0),b^c^Xdc[ZgZcoZ0
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Resistenza a fatica di strutture saldate in
acciaio austeno-ferritico
(°)
P. Ferro *
F. Bonollo *
A. Tiziani *
Sommario / Summary
In questo lavoro sono stati sintetizzati i risultati di diverse ricerche pubblicate in letteratura sul comportamento a fatica
delle giunzioni saldate in acciaio austeno-ferritico. In particolare, sono stati raccolti molti dati sperimentali sia in termini di
resistenza a fatica ad alto numero di cicli, che di propagazione
della frattura. È stato infine evidenziato l’effetto della composizione chimica e il contributo indotto dall’ambiente di lavoro
anche mediante confronto con altre tipologie di acciai.
In termini di fatica ad alto numero di cicli non si sono osservate significative variazioni rispetto ad altri tipi di leghe
ferrose in quanto il fattore geometrico sembra mascherare
l’influenza del materiale.
Più evidente risulta invece l’influenza della microstruttura e
della composizione chimica sulla propagazione delle cricche
di fatica. Effetti positivi sono legati ad un aumento della quantità di fase austenitica e del contenuto di Ni.
In this work a collection of data, taken from literature, and regarding the fatigue strength of welding joints in duplex stainless steels, are reported. In particular, experimental results
(°) Memoria presentata alle Giornate Nazionali di Saldatura 4 - Workshop: “Strutture
saldate di carpenteria in acciaio austeno-ferritico e in leghe di alluminio” Genova, 25-26 Ottobre 2007.
* DTG - Università di Padova - Sede di Vicenza.
obtained both in the high cycle fatigue (HCF) and in low
cycle fatigue (LCF) range are summarized. Finally, the effects
of chemical composition and corrosive medium are highlighted, also by comparing the behaviour of duplex stainless
steels with that of other kinds of steels.
About the HCF strength, no significant variation were observed in comparison with other types of ferrous alloys since
the geometrical discontinuities effect seems to mask the material influence.
Instead, more evident is the microstructure and chemical
composition influence on the fatigue crack growth. Positive
effects are observed with the increase of austenitic phase proportion and Ni content.
Keywords:
Composition; duplex stainless steels; fatigue cracks; fatigue
loading; fatigue strength; microstructure; service conditions;
stainless steels; welded joints.
P. Ferro et al. - Resistenza a fatica di strutture saldate in acciaio austeno-ferritico
1. Introduzione
Gli acciai inossidabili duplex e superduplex sono ormai noti come materiali che
combinano eccellenti proprietà meccaniche con una buona resistenza alla corrosione. Tali leghe sono generalmente utilizzate per componenti soggetti a “stress
corrosion cracking” (SCC) e “corrosion
fatigue” in ambiente contenente cloruri
[1-2]. Rispetto agli inossidabili austenitici, la presenza di ferrite nei duplex,
promuove un effetto combinato elettrochimico e meccanico.
A causa del minore carico di snervamento dell’austenite, rispetto a quello
della ferrite, la deformazione plastica
indotta da carichi esterni si concentra nei
grani austenitici, mentre la ferrite agisce
come anodo sacrificale proteggendo
l’austenite (catodo).
Tali caratteristiche sono raggiunte dai
manufatti dopo laminazione a caldo
seguita da una tempra di soluzione. Il
trattamento termo-meccanico induce
una microstruttura con il rapporto ottimale ferrite/austenite (circa 1) e la dissoluzione di fasi secondarie (prevalentemente carburi e nitruri) eventualmente
precipitati nella matrice. Tuttavia, a
causa dei processi di lavorazione o
durante la vita utile del componente,
possono nascere fenomeni di infragilimento [3]. È ben noto infatti che l’infragilimento dei “Duplex Stainless Steels”
(DSSs) può essere associato ad alcuni
processi di saldatura che portano ad una
modificazione della microstruttura [4]
(es.: il rapporto ferrite/austenite) e/o ad
una precipitazione di fasi secondarie
(es.: fase σ, carburi, nitruri) in Zona Termicamente Alterata (ZTA) [5,6]. Altre
cause di infragilimento possono originarsi a moderate temperature di servizio
(generalmente non più elevate di 350
°C) per tempi lunghi [7].
Le proprietà a fatica di tali materiali, sia
a basso che ad elevato numero di cicli,
sono state studiate da diversi ricercatori
[8-10]. A livello microstrutturale le caratteristiche di resistenza a fatica ad alto
numero di cicli dei duplex sono state associate alle intense bande di scorrimento
nella matrice ferritica. Anche se risulta
difficile discernere i siti di nucleazione
della frattura fra ferrite, austenite, o interfaccia α/γ [11]. A basso numero di
cicli, alcune cricche si formano all’interfaccia α/γ, sebbene molte di loro siano
localizzate al bordo grano ferritico [12].
Non esiste, come ben noto una corrispondenza biunivoca tra le proprietà di
fatica del materiale base e quelle dei
giunti saldati in quanto le alterazioni termiche e le variazioni di geometria
giocano un ruolo essenziale. Sfortunatamente, poco fornita sembra essere la letteratura riguardante la resistenza a
carichi ciclici dei giunti saldati in acciaio
duplex o superduplex.
Questo lavoro si propone di raccogliere i
principali risultati dei test di fatica ottenuti in letteratura su giunti saldati in
DSS con particolare riferimento all’influenza del trattamento termico, della
composizione chimica e dell’applicazione (basso, alto numero di cicli e propagazione della cricca). Nella prima
parte della memoria vengono riassunte
le principali problematiche di saldatura
di questi materiali e le caratteristiche a
fatica del metallo base in relazione
anche all’influenza del trattamento
termico, nella seconda viene approfondito il comportamento a fatica delle
giunzioni saldate.
2. Problematiche di saldatura
degli acciai austeno-ferritici
Durante i processi di giunzione, anche a
causa dei numerosi elementi presenti in
lega, nel metallo fuso e nella ZTA avvengono importanti trasformazioni di
fase che hanno una significativa (e
spesso negativa) influenza sulle proprietà finali del materiale [4,6].
L’evoluzione microstrutturale dell’acciaio, sia nel cordone che nella ZTA, è
funzione dei campi termici indotti nel
corso del processo. Tali campi termici
dipendono evidentemente dal tipo di sorgente adottata.
Nei processi convenzionali di saldatura
ad arco, ampiamente diffusi per le applicazioni industriali degli acciai DSS, le
caratteristiche salienti dei campi termici
indotti sul materiale, sono: una moderata
velocità di raffreddamento nell’inter-
vallo critico per il bilanciamento ferriteaustenite (1200-800°C), un raffreddamento relativamente lento (nel cordone e
nella zona adiacente) in corrispondenza
degli intervalli critici per la precipitazione di fasi indesiderate, e infine, una
scarsa direzionalità che riduce sostanzialmente gli spessori saldabili in
passata singola. Ciò implica da un lato
un accettabile bilanciamento delle fasi
α/γ e dall’altro il rischio di precipitazione di composti infragilenti.
Per questo motivo, tra le precauzioni da
adottare nella saldatura ad arco dei DSS
vi sono:
• il fatto di evitare, prima della saldatura, qualsiasi trattamento di pre-riscaldo,
• l’indicazione, in caso di saldature a
più passate, di lasciare raffreddare
l’acciaio, tra una passata e l’altra, al
di sotto dei 150°C.
Qualora dovessero essere effettuati trattamenti termici post-saldatura (peraltro
non necessari, in genere, qualora si usi
un filo d’apporto opportuno), il raffreddamento deve essere adeguatamente
rapido, onde evitare la comparsa di fasi
infragilenti.
Diverso è invece l’effetto indotto dalle
saldature ad alta densità di potenza
(laser, fascio elettronico, plasma).
Il basso apporto termico induce una
elevata velocità di raffreddamento che se
da un lato riduce le dimensioni della
ZTA e previene la precipitazione di fasi
secondarie, dall’altro provoca uno sbilanciamento fra le fasi primarie (α,γ) e la
formazione di una ferrite molto più instabile, più soggetta quindi alla precipitazione di nitruri di cromo e meno resistente alla corrosione localizzata.
In questi casi possono essere necessari
uno o più dei seguenti accorgimenti:
• un trattamento di solubilizzazione,
• una passata di cosmesi,
• l’utilizzo di fili d’apporto arricchiti in
elementi austenitizzanti,
• controllo e ottimizzazione dei parametri di processo.
3. Resistenza a fatica del metallo
base
3.1 Fatica ad alto numero di cicli
Le ricerche condotte in questo settore,
hanno messo in luce l’importanza della
resistenza meccanica del materiale sulla
(a)
(b)
Figura 1 - (a) Bande di scorrimento nella fase austenitica della superficie esterna della piastra (Δσ/2 = 400 MPa, vita infinita);
(b) Danneggiamento a fatica in entrambe le fasi della superficie esterna nel campione a barra (Δσ/2 = 400 MPa, Nf = 110000 cicli) [13].
con bande di scorrimento molto più ondulate e irregolari (Fig. 1b).
Gli stessi autori [11], studiando l’effetto
del trattamento termico a 475 °C dell’acciaio SAF 2205 (UNS S31803), avevano
osservato che la resistenza a fatica aumentava all’aumentare del tempo di invecchiamento (Fig. 2).
Tale comportamento era stato attribuito
all’incremento della tensione di snervamento della ferrite decomposta in modo
spinodale.
Ciò induceva una
(a)
più difficile propagazione delle
microcricche nucleatesi nell’austenite, all’interno della ferrite.
Stress amplitude (MPa)
sua vita a fatica. La fase di innesco della
cricca domina su quella di propagazione. I trattamenti termici che aumentano la resistenza statica dell’acciaio
sono quindi positivi anche dal punto di
vista della sua resistenza ai carichi
ciclici.
Nei test di fatica ad alto numero di cicli
su duplex 2205 in barre laminate a caldo
e piastre laminate, A. Mateo et al. [13],
trovarono che per carichi inferiori al
limite di fatica il danneggiamento dei
campioni coinvolgeva solo la fase austenitica (Fig. 1a). Ciò era dovuto allo
scorrimento planare reversibile creato
dall’azoto per tensioni inferiori al limite
di fatica [14], mentre per tensioni superiori al limite di fatica il danneggiamento interessava anche la fase ferritica
UA
A200
550
AD Surface defect
AD Subsurface inclusion
AG Surface defect
AG Subsurface inclusion
AG Run out
Number of cycles to failure
500
(b)
450
400
350
300
104
105
106
Number of cycles
Figura 2 - Comportamento a fatica ad alto
numero di cicli dell’acciaio duplex UNS
S31803 (R = -1). Influenza del trattamento
termico (UA = unaged; A200 = aged, 475 °C,
200 h) [11].
107
600
Sempre ad alto numero di cicli, C. Chai
[15], confrontando il comportamento
di due diversi acciai duplex, 2205
(σ y = 490 MPa σ TS = 723 MPa) e 2507
(σ y = 603 MPa σ TS = 965 MPa) aveva
osservato come la resistenza a fatica risultasse proporzionale alla resistenza meccanica del materiale in esame (Fig. 3).
Analogamente a quanto già osservato da
altri autori, per elevate ampiezze di
carico, il danneggiamento per fatica ri-
Surface defect
Subsurface inclusion
Run out
Number of cycles to failure
Figura 3 - Curve S-N di acciai duplex:
(a) SAF 2205; (b) SAF 2507 [15].
guardava principalmente la fase ferritica
(Fig. 4a e 4b) ed era visibile sottoforma
di intrusioni-estrusioni sia superficiali
(Fig. 4a) che in prossimità delle inclusioni (Fig. 4b). Tale fenomeno veniva
spiegato osservando che la velocità di incrudimento dell’austenite era più elevata
di quella della ferrite per cui già dopo
qualche ciclo di deformazione la fase austenitica risultava meccanicamente più
resistente di quella ferritica. Per ampiezze di carico basse, le bande di scorrimento erano raramente visibili (Fig. 4c),
e si potevano osservare al bordo grano
ferritico (Fig. 4d) o in prossimità di inclusioni sotto-pelle (Fig. 5).
3.2 Fatica a basso numero di cicli
Nel campo della fatica a basso numero
di cicli, è stato osservato un comportamento del metallo base del tutto opposto
al caso precedente.
Sono state condotte da J.-d. Kwon et al.
[16] prove su un acciaio duplex ASTM
(1977) A351 (CF8M). Gli autori si sono
concentrati in particolare sullo studio
dell’effetto del trattamento termico.
Quest’ultimo è stato ottenuto testando a
temperatura ambiente sia campioni tal
quali, sia campioni trattati a 430 °C per
300 h e 1800 h. Come mostrato nella
Figura 6, la vita a fatica dei provini trattati risultava significativamente compromessa a causa dell’infragilimento
subito dalla ferrite per la precipitazione
di fasi secondarie (α’, G, M26C6).
Il picco di tensione aumentava rapidamente durante i primi cicli di fatica e poi
(a)
(b)
(c)
(d)
Figura 4 - Iniziale danneggiamento per fatica nell’acciaio SAF 2205:
(a) Δσ = 490 MPa, N = 2.6 x 104 cicli; (b) Δσ = 320 MPa, N = 1.62 x 106 cicli;
(c) e (d) Δσ = 250 MPa, N = 1.18 x 108 cicli [15].
si stabilizzava fino alla rottura del campione; tale incremento risultava più pronunciato all’aumentare dell’effetto di infragilimento indotto dal trattamento
termico.
In particolari condizioni (fatica a basso
numero di cicli) e per determinate composizioni di elementi in lega, l’elevata
deformazione plastica può indurre nella
fase austenitica la trasformazione martensitica. P.K. Chiu et al. [17] hanno osservato che la trasformazione locale del-
Total strain amplitude, εta
(b) Plots of εta vs. Nf
Virgin
300 hrs degraded
1800 hrs degraded
Cycles to failure (Nf)
Figura 5 - Iniziale danneggiamento per fatica
in prossimità di un’inclusione. SAF 2205,
Δσ = 250 MPa, N = 1.18 x 108 cicli [15].
Figura 6 - Curve di fatica a basso numero di
cicli per l’acciaio duplex ASTM (1977) A351.
Influenza del trattamento termico a 430 °C
[16].
LT
LT
LT
TL
TL
TL
R = 0.1
R = 0.5
R = 0.75
R = 0.1
R = 0.5
R = 0.75
da/dN [m/cycle]
(b)
da/dN [m/cycle]
(a)
LT
LT
LT
TL
TL
TL
ΔK [MPa m1/2]
R = 0.1
R = 0.5
R = 0.75
R = 0.1
R = 0.5
R = 0.75
ΔK [MPa m1/2]
Figura 7 - Curve di Paris per l’acciaio SAF 2205; (a) solubilizzato (T = 1050 °C), (b) trattato a 375 °C per 1000 h [18].
3.3 Propagazione delle cricche di
fatica
Nei test di fatica condotti da F. Iacoviello et al. [18] su acciaio duplex SAF
2205 in diverse condizioni di trattamento termico, gli autori hanno osservato che per ciascuno stato del materiale
(sia trattato termicamente che solubilizzato) la velocità di propagazione della
frattura e soprattutto il ΔK di soglia dipendeva solo dal rapporto di ciclo utilizzato, con un incremento di ΔKth al diminuire di R (Fig. 7). Nessun effetto è stato
osservato in relazione alla direzione del
carico applicato. Inoltre, maggiore era
l’effetto di infragilimento indotto dal
trattamento termico nella fase ferritica,
più critica risultava la fase di propaga-
(a)
l’influenza degli
elementi in lega sul
comportamento
alla propagazione
della cricca di
fatica, T.H. Kang et
al. [19], hanno analizzato il comportamento di acciai
Annealed
duplex al variare
375°C-1000h
del contenuto di W
475°C-1000h
800°C-1h
e del trattamento
termico. È noto
infatti che il W
ΔK [MPa m1/2]
tende a ritardare la
formazione di fase
Figura 8 - Curve di Paris per l’acciaio SAF
σ a scapito però
2205 in differenti condizioni di trattamento
termico [18].
della fase χ. In particolare gli autori
zione; mentre il valore di soglia non
hanno osservato che la lega allo stato sosubiva grosse variazioni (Fig. 8). Nella
lubilizzato non mostrava nessuna sensiFigura 9 sono visibili le fratture per
bilità alla composizione chimica. Tuttaclivaggio della fase ferritica infragilita
via i campioni trattati a 900 °C avevano
dal trattamento termico. Considerando
un’apparente resistenza alla fatica, supeda/dN [m/cycle]
l’austenite in martensite all’apice della
cricca di fatica nell’ acciaio SAF 2205
aumentava la resistenza a fatica riducendo la velocità di propagazione della
cricca.
(b)
Figura 9 - Superficie di frattura per fatica; (a) campione solubilizzato, (b) campione trattato a 475 °C per 1000 h (infragilimento per
decomposizione spinodale della ferrite) [18].
riore a quella dei campioni solubilizzati
a causa dell’effetto di chiusura della
cricca indotto dall’elevata rugosità. All’aumentare del contenuto di W, la duttilità delle leghe trattate termicamente aumentava e di conseguenza anche la
resistenza intrinseca alla propagazione.
4. Resistenza a fatica delle
giunzioni saldate
4.1 Fatica ad alto numero di cicli
Nel campo della resistenza a fatica delle
giunzioni saldate ad alto numero di cicli,
gli acciai duplex non si discostano in
maniera significativa dalle altre tipologie di acciai strutturali.
Koskimäki Matti e Niemi Erkki [20]
analizzarono la resistenza a fatica di
giunzioni tal quali in acciaio inossidabile austenitico, ferritico e duplex.
Scopo del lavoro era quello di valutare
se le variazioni della resistenza a fatica
avessero origine dalle differenze nelle
proprietà chimiche e meccaniche del
materiale o principalmente dal fattore
geometrico.
La composizione chimica e le proprietà
meccaniche delle leghe di partenza sono
riassunte nelle Tabelle I e II.
Le giunzioni erano state ottenute mediante saldatura ad arco con elettrodi rivestiti. I metalli d’apporto erano l’AWS
E 308 L-17 per l’acciaio austenitico e
ferritico e l’AWS E 2209-16 per l’acciaio duplex. Le rispettive composizioni
sono mostrate nella Tabella III.
La geometria dei giunti è schematizzata
nella Figura 10. Si tratta di saldature
testa a testa con cianfrino a doppia V in 4
passate, e giunti a croce i cui parametri
sono descritti nella Tabella IV.
I test di fatica sono stati condotti ad ampiezza costante e con rapporto di ciclo R
= 0.1 e frequenza 5 Hz. I risultati, descritti in termini di curve S-N (Eq. (1)),
sono rappresentati nelle Figure 11 e 12.
C = (Δσ)mN
(1)
I test di fatica sull’acciaio austenitico
erano risultati molto difficili in quanto in
molti casi la rottura avveniva sul metallo
base in prossimità degli afferraggi.
Perciò molti risultati non sono stati considerati validi. Nella Figura 11 si nota il
miglior comportamento a fatica dei
giunti in acciaio duplex rispetto agli austenitici. Tale effetto è stato considerato
TABELLA I - Composizione chimica delle leghe base [20].
Element, wt.-%
Steel type
C
Cr
Ni
N
Mo
Cu
Ti
Austenitic
0.024
18.67
8.13
0.110
0.19
0.16
0.00
Austenitic-Ferritic
0.027
23.27
4.13
0.150
0.01
0.01
0.00
Ferritic
0.015
11.27
0.83
0.012
0.01
0.01
0.32
TABELLA II - Proprietà meccaniche delle leghe base [20].
Steel type
Initial yield
strength
(N/mm2)
1% Offset yiel
strength
(N/mm2)
Ultimate tensile
strength
(N/mm2)
Reduction in
area A5
(%)
Austenitic
288
320
617
54
Austenitic-Ferritic
453
508
681
39
Ferritic
274
285
459
36
TABELLA III - Composizione chimica dei materiali d’apporto utilizzati [20].
Element, wt.-%
Electrode type
C (max)
Si
Mn
Cr
Ni
Mo
N
AWS E 308 L-17
0.030
0.8
0.8
19.5
10
-
-
AWS E 2209-16
0.025
1.0
0.8
22.0
9
3
0.12
TABELLA IV - Valori medi dei parametri descritti nella Figura 10 [20].
Butt weld *
Steel
Gusset *
B (mm)
H (mm)
α (°)
e (mm)
Y (mm)
α (°)
δ ** (mm)
Austenitic
12.4
1.3
162
0.33
1.18
33
2.2
Austenitic-Ferritic
12.7
1.6
153
0.13
0.87
40
3.8
Ferritic
13.1
1.6
157
0.33
1.05
38
2.6
* Measured at the crack initiation site.
** Specimen centre displacement caused by longitudinal bending distortion.
(a)
(b)
Direction A-A
Figura 10 - (a) Giunto testa a testa; (b) Giunto a croce [20].
dagli autori derivante principalmente
dalla variazione della geometria dei
campioni. Analoga spiegazione è stata
data per il migliore comportamento delle
giunzioni a croce in acciaio ferritico
(Fig. 12). La vita a fatica dei duplex e
dei ferritici saldati testa a testa risultava
in favore di sicurezza rispetto alla curva
di progetto proposta dall’IIW (Classe
100). Mentre la curva sperimentale
per l’acciaio austenitico si trovava in
sufficiente accordo con tale standard
(Fig. 13). Confrontando i risultati ottenuti in letteratura per l’acciaio Fe 360 si
può notare nella Figura 14 che tali valori
coincidono con quelli relativi all’acciaio
duplex. Infine si può osservare (Fig.15)
che riscrivendo le curve di fatica in
Nominal Stress Range, MPa
500
Austenitic Stainless Steel
Austenitic-Ferritic Stainless Steel
Ferritic Stainless Steel
Crack initiates in specimen radius (Austenitic)
Crack initiates at fixed end (Austenitic)
No crack initiation (Austenitic)
No crack initiation (Austenitic-Ferritic)
Austenitic Stainless Steel mean S-N curve
Austenitic-Ferritic Stainless Steel mean S-N curve
Ferritic Stainless Steel mean S-N curve
Stress Ratio, R = 0.3
50
10 000
100 000
1 000 000
10 000 000
Cycles to failure
Stainless Steel
m
Cm
Ck
FAT
Austenitic
3.17
3.00
1.60x1013
6.21x1012
4.65x1012
1.80x1012
101
97
Austenitic-Ferritic
4.07
3.00
3.12x1015
6.76x1012
1.54x1015
3.09x1012
153
115
Ferritic
3.40
3.00
4.23x1013
4.65x1012
1.83x1013
1.97x1012
111
100
Figura 11 - Valori sperimentali con relative curve S-N medie del giunto testa a testa e valori delle costanti dell’eq. (1) (m = 3 è riferito allo
standard IIW)[20].
500
Polished Weld Toe Line (Austenitic)
Crack Initiated at Fixed End (Austenitic)
Stress Ratio, R = 0.5 (Austenitic-Ferritic)
Stress Ratio, R = 0.3 (Ferritic)
No Crack (Ferritic)
Austenitic Stainless Steel mean S-N curve
Austenitic-Ferritic Stainless Steel mean S-N curve
Ferritic Stainless Steel mean S-N curve
50
10 000
100 000
1 000 000
10 000 000
Cycles to failure
Stainless Steel
m
Cm
Ck
FAT
Austenitic
3.56
3.00
1.94x1013
1.17x1012
1.11x1013
5.92x1011
78
67
Austenitic-Ferritic
3.21
3.00
3.95x1012
1.35x1012
2.40x1012
8.02x1011
78
74
Ferritic
4.00
3.00
5.95x1014
3.19x1012
3.62x1014
1.68x1012
115
94
Figura 12 - Valori sperimentali con relative curve S-N medie del giunto a croce e valori delle costanti dell’eq. (1) (m = 3 è riferito allo standard
IIW)[20].
500
Austenitic Stainless Steel Austenitic-Ferritic Stainless Steel
IIW FAT 100
IIW FAT 80
50
10 000
100 000
500
Smith & Smith [2]
IIW FAT 63
IIW FAT 71
1 000 000
Cycles to failure
Figura 13 - Curve S-N nominali
caratteristiche del giunto testa a testa [20].
10 000 000
50
10 000
100 000
1 000 000
Cycles to failure
10 000 000
caratteristiche del giunto a croce [20].
Hot Spot Stress Range, MPa
Hot Spot Stress Range, MPa
500
500
Austenitic Stainless Steel Austenitic-Ferritic Stainless Steel
50
10 000
IIW FAT 100
100 000
1 000 000
Cycles to failure
10 000 000
50
10 000
10 000 000
caratteristiche del giunto con rinforzo basate
sull’approccio locale (hot spot stress, ottenuto
mediante misure estensimetriche) [20].
Structural Steels
Structural Steels
AISI 304L
Duplex 2205
2 α = 135°
2 α = 0°
2 α = 0°
2 α = 0°
Scatter Band
(from Lazzarin et al., 2003)
Series III
Mean SN Series III
Series IV
Mean SN Series IV
Stress range [MPa]
caratteristiche del giunto testa a testa basate
sull’approccio locale (hot spot stress, ottenuto
mediante misure estensimetriche) [20].
Endurance, cycles
Cycles to failure N
Figura 17 - Banda di dispersione, basata sul
criterio dell’energia di deformazione locale,
che riassume i dati di resistenza a fatica di
giunti saldati soggetti a tensione e flessione.
Lo spessore della piastra principale va da 3 a
100 mm e l’angolo dell’intaglio va da 0° a
135° [21].
termini di tensione locale (“hot spot
stress approach”) si ottiene una diversa
classificazione delle curve rispetto alla
Figura 13.
Mentre confrontando i risultati in
termini di tensione locale per il giunto
con rinforzo non si nota una apprezzabile differenza fra i diversi tipi di materiali analizzati (Fig. 16).
I dati sperimentali ottenuti da Koskimäki
Matti e Niemi Erkki [20] hanno mostrato che la resistenza a fatica delle
giunzioni in acciaio inossidabile duplex,
ferritico e austenitico è comparabile con
quella degli acciai strutturali; i giunti
testa a testa sono più sensibili alle discontinuità geometriche rispetto ai
100 000
1 000 000
Cycles to failure
Figura 18 - Confronto fra il giunto tal quale
(serie III) e quello con raggio al piede del
cordone di saldatura aumentato (serie IV);
acciaio duplex, R = 0.1 [22].
giunti con rinforzo, e la resistenza a
fatica del giunto saldato dipende quasi
esclusivamente dal particolare geometrico e non dalla lega utilizzata.
Analoghi risultati sono stati ottenuti da
P. Livieri e P. Lazzarin [21].
La Figura 17 mostra una sintesi dei test
di fatica scritta in termini di energia
locale mediata in un raggio R c nell’intorno dell’intaglio. Si nota come il comportamento a fatica dei duplex, ad alto
numero di cicli, sia confrontabile con
quello di altri acciai. Si noti che la
Figura 17 sintetizza sia i dati provenienti
da campioni la cui rottura avveniva alla
radice del cordone, che quelli il cui
innesco della cricca avveniva al piede
del cordone. Altra conferma della prevalenza del fattore geometrico è stata data
da V. Infante et al. [22], i quali hanno effettuato test di fatica di giunti in acciaio
saldati MAG, in differenti condizioni
(tal quali e con aumento del raggio al
piede del cordone di saldatura).
La Figura 18 mostra il confronto fra il
giunto tal quale e quello con raggio
al piede del cordone di saldatura aumentato, entrambi duplex e in soluzione
3% NaCl.
È evidente il vantaggio nel migliorare il
raggio a fondo intaglio del piede del
cordone di saldatura; il limite di fatica
aumentava approssimativamente da 100
MPa a 150 MPa.
TABELLA V - Composizione chimica del materiale base (wt %) [23].
C
Si
Mn
Pmax
Smax
Cr
Ni
N
Cu
Mo
Fe
0.019
0.38
1.5
0.020
0.001
22.71
4.74
0.1
0.18
0.19
Bal.
TABELLA VI - Frazioni di volume [23].
Metallo base
ZTA
ZF
ferrite
austenite
ferrite
austenite
Valore medio
59
41
65.2
Deviazione standard
7.2
-
7.1
Nei giunti testa a testa l’effetto geometrico può essere eliminato mediante rasatura del cordone. S. Beretta e M. Boniardi [23], con questa tipologia di
campioni, hanno ottenuto risultati interessanti dal punto di vista della resistenza a fatica. In [23] viene presentato
il risultato di prove di fatica a flessione
rotante su un duplex convenzionale SAF
2304 (PREN: 24,94) la cui composizione è descritta nella Tabella V.
Il carico di rottura, la tensione di snervamento e la strizione percentuale del
metallo base, erano rispettivamente di
770 MPa, 532 MPa, 25%. Al fine di eseguire prove di fatica a flessione rotante i
campioni sono stati ottenuti mediante
saldatura testa a testa di tubi di diametro
esterno finale pari a 7,5 mm e diametro
interno 4 mm. Poiché in prove preliminari si era riscontrata la rottura sempre in
ZF, è stata scelta la forma a clessidra
anziché cilindrica come mostrato nella
Figura 19.
Si tratta di saldatura TIG con metallo
d’apporto (22Cr-8Ni-3Mo) senza nessun
pre- o post- riscaldo.
La finitura dei provini è stata ottenuta
mediante carta smerigliata (grado 1000)
mentre la frequenza di prova era di
33.3 Hz. I risultati delle analisi metallografiche sono riassunti nella Tabella VI.
La microstruttura della ZF aveva la
tipica struttura a grani colonnari tipo
austenite
34.8
41
59
-
6.3
-
di propagazione attorno ai bordi grano.
Molto più vantaggioso sembra essere
invece l’utilizzo di giunti in acciaio superduplex saldati mediante tecnologie
ad alta densità di potenza. P. Lazzarin et
al. [24], nei test di fatica su giunti testa a
testa saldati laser in acciaio SAF 2507
(R = 0.1), hanno osservato un netto miglioramento delle prestazioni dinamiche
rispetto ai corrispondenti giunti in
acciaio dolce Fe P04 e acciaio austenitico 304 -316 (Fig. 20). I giunti in esame
(spessore 3 mm) erano stati ottenuti sia
mediante passata singola sia con ulteriore passata di cosmesi. Essi presentavano una percentuale media di austenite
del 35%. Le proprietà di resistenza (σA =
116-120 MPa, probabilità di sopravvivenza (Ps) = 90%) risultavano nettamente superiori a quelle ammissibili
riportate dalle norme (σ A = 45 MPa,
Ps = 97.7%).
Si osservi come al diminuire del numero
di cicli si fanno sempre più positivamente sentire le superiori proprietà stati-
4 mm
12 mm
7.5 mm
Widmanstätten grazie alla elevata velocità di raffreddamento e una prevalenza
di fase austenitica per l’alto contenuto di
elementi gammageni introdotti attraverso il metallo d’apporto. La ZTA risultava libera da precipitati.
Il limite di fatica di campioni della stessa
forma in AISI 316L era di 320 MPa.
Mentre confrontando le curve di fatica
dell’acciaio duplex saldato e non, si è
osservato che la maggiore differenza in
termini di vita a fatica si notava solo ad
alto numero di cicli. La riduzione della
resistenza a fatica dei giunti saldati rispetto al materiale base è stata stimata di
circa l’8% (da 410 MPa a 380 MPa). In
ogni caso la resistenza a fatica dell’acciaio duplex (saldato e non) è risultata di
gran lunga superiore a quella di un inossidabile austenitico.
Nei campioni sopravvissuti è stato possibile osservare la presenza di microcricche non propaganti in prossimità della
regione di soglia.
Tali microcricche avevano una dimensione di 6.5-25 μm
(pari a 1-3 volte
l’ampiezza delle
“colonne” ferritiche), si arrestavano
in prossimità del
bordo grano austenitico e cambiavano il loro piano
ferrite
Figura 19 - Forma del campione utilizzato
nelle prove di fatica a flessione rotante [23].
Figura 20 - Sintesi delle proprietà di
resistenza a fatica di giunti saldati al laser
testa a testa [24].
TABELLA VII - Composizione chimica del materiale base (wt %) [25].
C
Si
Mn
Pmax
Smax
Cr
Ni
N
Cu
Mo
Fe
0.052
0.42
1.42
0.025
0.022
21.1
5.8
0.165
0.02
2.7
Bal.
TABELLA VIII - Rapporto α/γ dei campioni trattati termicamente e non [25].
Campione
B
B60
AW
AW15
AW30
AW45
AW60
α/γ
57/43
40/60
75/25
53/47
51/49
47/53
45/55
TABELLA IX - Risultati delle prove Charpy [25].
Campione
AW
AW15
AW60
Energia (J)
95
136
144
che dell’acciaio superduplex. È necessario tuttavia puntualizzare che tale risultato andrebbe confermato da ulteriori
campagne sperimentali riscrivendo i risultati di fatica anche in termini locali
(densità di energia, “Notch Stress Intensity Factor” (NSIF) [21]).
4.2 Propagazione delle cricche di
fatica nei giunti saldati
M.C. Young et al. [25] hanno analizzato
la resistenza a fatica di giunti in acciaio
duplex SAF 2205 saldati laser (spessore
5 mm). Dopo la saldatura i giunti sono
stati trattati termicamente al fine di aumentare la percentuale di austenite in ZF
(T = 1050 °C, t = 15-60 min). La composizione del materiale base è riportata
nella Tabella VII.
Il rapporto di ciclo era di 0.1. La Tabella
VIII riassume i valori α/γ misurati sia
nel metallo base (B) che nel giunto
saldato (AW).
La ZF del giunto saldato tal quale presentava un contenuto molto basso di austenite a causa dell’alta velocità di raffreddamento tipica della tecnologia di
saldatura utilizzata. Già dopo 15 min di
trattamento il bilanciamento α/γ era
quasi ripristinato. Tempi di permanenza
più lunghi portavano ad un aumento ulteriore di γ ma con velocità sempre più
lenta.
La Figura 21 riassume i risultati ottenuti
e mette in risalto la struttura regolare del
metallo base rispetto a quella molto irregolare (tipo Widmanstätten) del giunto
saldato.
Prove di impatto sui giunti saldati hanno
mostrato un incremento della tenacità all’aumentare del contenuto di austenite in
ZF come riassunto nella Tabella IX.
Nella Figura 22a sono descritti i risultati
dei test di fatica in termini di velocità di
propagazione della cricca nel metallo
base.
A conferma dei risultati ottenuti da F. Iacoviello et al. [18], si è osservato come,
a differenza dei test di impatto, la velocità di propagazione della frattura non
dipenda dalla orientazione del campione.
Ciò significa che la prova Charpy non
può dare indicazione sul comportamento
di propagazione della cricca di fatica.
Inoltre l’aumento del contenuto di γ mediante trattamento termico (campioni
TL60 e LT60) riduce solo leggermente
la velocità di propagazione per bassi
valori di ΔK. Sembra quindi che la variazione del contenuto di γ (almeno entro
certi limiti) e la sua morfologia abbiano
poca influenza sulla velocità di propaga-
zione della cricca di fatica di questi materiali.
Nel campione saldato (CW) la velocità
di propagazione aumentava significativamente all’aumentare di ΔK (Fig. 22b).
Inoltre anche il ΔK di soglia era notevolmente aumentato rispetto agli altri campioni. Dopo distensione, il giunto
saldato presentava una resistenza minore
alla propagazione della cricca. Si poteva
quindi dedurre che il miglior comportamento a fatica del giunto tal quale fosse
prevalentemente legato alla presenza di
tensioni residue di compressione all’apice dell’intaglio.
Sia i giunti trattati termicamente
(distesi) che il materiale base mostravano sostanziali differenze microstrutturali e di tenacità; tuttavia presentavano
una resistenza alla propagazione della
cricca molto simile.
(a)
(b)
(c)
(d)
Figura 21 - Micrografie del metallo base (a) e della ZF: AW(b), AW15 (c), AW60 (d) [25].
(b)
da/dN [mm/cycle]
da/dN [mm/cycle]
(a)
ΔK (MPa았앙
m)
ΔK (MPa았앙
m)
Figura 22 - Curve di Paris relative al materiale base (a) e al materiale base e giunto saldato (b)[25].
da/dN [mm/cycle]
Infatti, in termini di ΔK eff il comportamento tra campione saldato tal quale e
disteso si inverte (Fig. 23).
ΔK (MPa았앙
m)
Figura 23 - Curve di Paris relative al
materiale base e giunto saldato in termini di
ΔKeff [25].
Un altro effetto di chiusura della cricca è
stato attribuito alla trasformazione martensitica. Misure di diffrazione ai raggi
X sulla superficie di
frattura dei campioni ha evidenziato una riduzione
di γ attribuita alla
trasformazione
martensitica indotta
dalla deformazione
plastica all’apice
della cricca.
Tale trasformazione
avviene in maniera
prevalente nei campioni con il
maggior contenuto
di austenite inducendo uno stato di
compressione all’apice della frattura.
Questo meccanismo spiega la
leggera differenza
di comportamento
fra campioni saldati (e non) tal quali e i
corrispondenti provini trattati termicamente.
Nel campo dei superduplex, A. Comer e
L. Loony [26] hanno analizzato la resistenza a fatica di giunti saldati (spessore
10 mm) in acciaio UNS S32760 mediante saldatura TIG e ad elettrodi rivestiti. La composizione del metallo base e
del filo d’apporto sono riportate nella
Tabella X.
Una seconda saldatura è stata ottenuta
mediante una prima passata TIG e il successivo riempimento mediante saldatura
ad arco con elettrodi rivestiti. La Figura
24 mostra la microstruttura del metallo
base e della ZF, mentre nella Figura 25 si
può osservare la macrostruttura a bande
legata alla solidificazione colonnare
della ferrite.
Le tensioni residue longitudinali inducono delle tensioni trasversali di trazione
al centro della saldatura e di compressione ai bordi. Al fine quindi di valutare
l’influenza delle tensioni residue sulla
velocità di propagazione della cricca
TABELLA X - Composizione del materiale base e d’apporto [26].
Cr
Ni
Mo
Cu
Mn
W
Si
N
C
P
S
Fe
Base
24-26
6-8
3-4
0.5-1
1
0.5
1
0.2-0.3
0.03
0.03
0.01
Bal.
GTA
24.8
9.35
3.8
0.61
0.69
0.6
0.39
0.225
0.018
0.03
0.001
Bal.
SMA
25
9.5
3.6
0.8
0.7
0.7
0.5
0.2
0.03
Bal.
(a)
(b)
(c)
Figura 24 - Microstruttura del metallo base (a) e della ZF: SMA (b), GTA (c) [26].
Figura 25 - Frattografia della ZF e rappresentazione schematica della direzione di
solidificazione dei grani colonnari [26].
sono stati messi a punto due tipi di campioni: il primo con una pre-cricca centrale (in zona trazione, “CCT sample”) e
il secondo con una pre-cricca laterale (in
zona compressione, “SENB4 sample”).
La Figura 26 schematizza i due tipi di
campioni e il loro sistema di carico.
I risultati ottenuti, riportati nella Figura
27, sono stati confrontati con quelli ottenuti da altri autori su superduplex
(Uranus UR52N+, SAF 2507), duplex
(SAF 2205, SUS 329, X6) e superaustenitici (SMO 654) ottenendo buoni riscontri. I valori relativamente più elevati
del carico di rottura e di snervamento dei
superduplex sembravano avere poca influenza sulla resistenza alla propagazione della cricca. I benefici erano
invece più evidenti in termini di resistenza all’innesco. Osservando il comportamento dei diversi campioni (Fig.
27), si poteva dedurre la scarsa influenza
delle tensioni residue sulla propagazione
della cricca. Ciò era dovuto alla piccola
lunghezza del cordone (< 50 mm); i dati
ottenuti dagli autori possono essere
quindi considerati valori intrinseci relativi alla ZF.
È inoltre evidente che i due tipi di campioni sperimentano lo stesso valore di
CSN
200 mm
100kN load cell
35 mm
I beam attached to
100kN load cell
3.5 mm
10 mm
CCT sample
Friction grips
SENB4 sample
Figura 26 - Campioni testati e corrispondenti sollecitazioni di fatica applicate (RD = direzione di laminazione; CSN = Crack Starter Notches) [26].
29±0.1
10±0.1
10±0.1
SMA weld metal
BASE metal
GTA weld metal
GTA weld metal (CCT1)
GTA weld metal (CCT2)
Sample type: SENB4
unless otherwise stated
8±0.1
Crack growth rate da/dN (mm/cycle)
Environment = Laborator air
R-ratio = 0.5
8±0.1
177±0.1
380±0.1
Stress intensity factor range ΔK (MPa았앙
m)
Figura 27 - Risultati dei test di fatica per i
campioni SENB4 a CCT (R = 0.5) [26].
La Figura 29 mostra un confronto fra le
curve di Paris dell’acciaio SAF 2208 e
quelle corrispondenti all’acciaio al
C-Mn B550B. Non si nota un significativo incremento dei valori di
soglia. Tuttavia, in termini di
propagazione della cricca,
l’incremento delle proprietà
meccaniche del duplex, rispetto
all’acciaio convenzionale,
induce un significativo beneficio.
Nei giunti saldati la cricca si innescava alla radice e propagava
in ZF. I risultati delle prove di
fatica sono mostrati nella Figura
30. Si evidenzia l’effetto del
rapporto di ciclo con un
aumento della resistenza a fatica
di circa il 20% al diminuire di R
da 0.5 a 0.05. Quando la cricca
di fatica si innesca alla radice
non c’è una significativa variazione nella resistenza a fatica fra
l’acciaio duplex e l’AISI 304L.
La curva di progetto IIW FAT45
per acciai dolci è risultata rischiosa per questo tipo di dettaglio e l’Eurocodice 3, categoria
36, dà un margine di sicurezza
molto piccolo.
Perciò, per rotture che partono dalla
radice, non c’è miglioramento del comportamento a fatica degli acciai austenitici e duplex.
R=0.5; 2208 duplex
stainless steel
R=0.05; 2208 duplex
stainless steel
R=0.5; 50B C-Mn steel
R=0.05; 50B C-Mn steel
da/dN [mm/cycle]
ΔKth pari a 3.5 MPa (m)1/2 (nella regione
in cui ci si aspetterebbe la massima influenza delle tensioni residue). Infine si
osservi come la resistenza alla propagazione della cricca del metallo base fosse
simile a quella del giunto saldato in zona
I e II della curva di Paris.
Sia nei campioni SENB4 che nei CCT la
cricca seguiva regolarmente i bordi dei
grani colonnari formatisi in solidificazione almeno fino a ΔK di 10 MPa
(m) 1/2 . Si ritiene quindi che tali bordi
grano forniscano un percorso preferenziale di propagazione della cricca.
Considerando nel dettaglio le tipologie
di giunti saldati più comunemente utilizzati e i loro possibili difetti, V. Infante et.
al. [27], hanno eseguito prove di fatica
su giunti a croce con significativa mancanza di penetrazione e conseguente
rottura alla radice del cordone. La
Tabella XI riassume la composizione
chimica e le proprietà meccaniche del
materiale base e d’apporto. Le saldature
sono state effettuate con tecnologia TIG.
I test di fatica sono stati effettuati sia su
campioni intagliati di metallo d’apporto
(SAF 2208), per determinare la velocità
di propagazione della cricca, sia su
giunti a croce per la determinazione
delle curve S-N (Fig. 28).
Figura 28 - Geometria dei campioni per le
prove di fatica [27].
ΔK [MPa(m)1/2]
Figura 29 - Confronto fra le curve di Paris
dell’acciaio duplex 2208 e dell’acciaio
al C-Mn [27].
TABELLA XI - Composizione chimica e proprietà meccaniche del metallo base e d’apporto [27].
Chemical composition
C
Si
Mn
Ni
Mo
Co
N
P
S
Base metal (duplex 2205)
0.0187 0.41
0.85
22.53
5.97
3.17
-
0.162
0.018
0.001
Weld metal
0.009 0.47
8.71
3.14
0.11
0.14
0.014
0.001
1.59
Cr
Mechanical properties
22.39
σ0.2 - 0.2% strain proof stress, σR - ultimate tensile stress, εR - elongation at fracture, HV - Vickers hardness.
σ0.2 (MPa)
σR (MPa)
εR (%)
HV
527
797
34
234
570
800
27
-
(da/dN)cf = (da/dN)e - (da/dN)r (2)
dove (da/dN)e è la velocità di propagazione misurata in ambiente corrosivo e
(da/dN)r è la velocità di propagazione di
riferimento (in aria). Per quanto riguarda
la resistenza alla corrosione localizzata
si è riscontrato che l’ottenimento di
ottimi risultati può essere raggiunto con
materiali d’apporto contenenti il 4-7% di
Ni in leghe con il 22% di Cr e 4-8% di
Ni in leghe con il 25% di Cr.
S.A. Tavara et al. [28] hanno valutato
quindi l’influenza del Ni come elemento
in lega nel metallo d’apporto per la saldatura dei duplex, sulle proprietà a fatica
in acqua di mare.
La composizione del metallo base è mostrata nella Tabella XII (Ferralium 255).
Al fine di ottenere un migliore bilanciamento delle fasi il materiale base è stato
trattato in forno a 1050 °C per 1h. La
saldatura è stata effettuata testando 4
Stress range on weld throat [MPa]
(a)
Weld throat, 2208 R = 0.05
Weld throat, 2208 R = 0.5
Endurance [cycles]
(b)
Stress range on weld throat (45°) [MPa]
Tuttavia gli acciai inossidabili hanno
mostrato dei limiti di fatica più alti rispetto a quelli previsti dall’ IIW FAT45 e
l’Eurocodice 3. Perciò in questa regione
esiste un chiaro beneficio nell’uso degli
acciai duplex al fine di migliorare la resistenza a fatica e ciò è dovuto ai maggiori valori di soglia e alla minore velocità di propagazione della frattura che
sperimentano questi materiali.
In termini di resistenza a fatica si può affermare che i coefficienti della legge di
Paris dipendono oltre che dal materiale e
dalle condizioni di prova anche dall’ambiente corrosivo. Il contributo legato all’ambiente è dato da:
IIW FAT 45
Eurocode 3
Category 36
Type 304L austenitic R = 0.05
Type 2208 duplex R = 0.05
Endurance [cycles]
Figura 30 - Curve S-N relative all’acciaio duplex 2208 (a) e confronto con l’acciaio austenitico
304L (b) [27].
diversi tipi di elettrodi rivestiti che differivano solo per il contenuto di Ni (Tab.
XII). I test di fatica sono stati ottenuti
mediante flessione su tre punti in
campioni pre-criccati e con rapporto di
ciclo 0.2.
TABELLA XII - Composizione chimica del materiale base e del metallo d’apporto [28].
Elemento
Metallo base
A
B
C
D
Ni
4.8
2.8
4.7
6.83
8.90
Cr
25.60
23.5
23.8
23.3
23.2
C
0.06
0.03
0.03
0.03
0.03
Mo
3.18
2.56
2.57
2.57
2.54
Mn
0.73
0.74
0.8
0.81
0.81
Si
1.0
0.6
0.62
0.65
0.64
O
0.097
0.096
0.097
0.086
0.087
N
0.022
0.021
0.021
0.021
0.022
P
0.027
0.017
0.011
0.016
0.017
S
0.006
0.005
0.005
0.006
0.006
% ferrite
54.6
55.2
50.3
34.7
21.8
mare. Solo il
(a)
campione con il
2.8% di Ni presenta una netta
differenza
in
termini di velocità di propagazione della
cricca rispetto
agli altri campioni.
Ciò significa che
piccole percentuali di Ni inducono grandi incrementi della
vita a fatica in
acqua di mare.
Nella Tabella XIII è stato evidenziato il
contributo dell’ambiente corrosivo alla
propagazione della cricca.
Considerando contemporaneamente la
resistenza meccanica, a corrosione, a
fatica, nonché il costo del Ni, è stata individuata come ottimale la percentuale
di Ni del 4.7%, per componenti soggetti
a “fatigue corrosion”.
da/dN [m/cycle x 10-9]
da/dN [m/cycle x 10-9]
2.8 % de Ni
4.7 % de Ni
6.8 % de Ni
8.9 % de Ni
(a)
(b)
Crack length [mm]
Considerando come inizio di propagazione della cricca una profondità di
1.5 mm, si nota nella Figura 31 come ci
sia una evidente influenza della percentuale di Ni nel ritardare la fase di innesco
in aria; ciò è legato all’effetto ormai noto
del Ni di aumentare sia la resistenza
meccanica che la tenacità del materiale.
Rispetto ai test all’aria quelli in acqua
marina hanno mostrato una evidente riduzione dei cicli di innesco ed una maggiore velocità di propagazione della
cricca. Si ritiene quindi che l’effetto corrosivo sia stato tale da mascherare ogni
influenza positiva legata al contenuto di
Ni. L’effetto del Ni è visibile anche nelle
curve della Figura 32.
Si nota una netta differenza in aria tra il
contenuto di Ni dell’8.9% rispetto agli
altri valori. Ciò è stato attribuito dagli
autori all’alto contenuto di fase austenitica indotto da tale elettrodo.
La propagazione della cricca nella fase
austenitica avviene infatti per coalescenza di microvuoti mentre nella fase
ferritica avviene per clivaggio. Un trend
differente si nota invece in acqua di
(b)
ΔK [MPa m1/2]
2.8 % de Ni
4.7 % de Ni
6.8 % de Ni
8.9 % de Ni
Cycles x 105
Figura 31 - Profondità della cricca in
funzione del numero di cicli in aria (a) e in
acqua di mare (b) [28].
5. Conclusioni
In questo lavoro si è voluto fornire una
panoramica sulla resistenza a fatica delle
giunzioni saldate in acciaio inossidabile
duplex e superduplex in riferimento allo
stato dell’arte. In particolare sono stati
raccolti molti dati sperimentali sia in
termini di resistenza a fatica ad alto
numero di cicli, sia
in termini di propagazione della frat2.8 % de Ni
tura. È stato evi4.7 % de Ni
denziato l’effetto
6.8 % de Ni
della composi8.9 % de Ni
zione chimica e il
contributo indotto
dall’ambiente di
lavoro. In termini
di fatica ad alto
numero di cicli non
si sono osservate
significative variazioni rispetto ad
altre tipologie di
acciai in quanto il
fattore geometrico
1/2
ΔK [MPa m ]
sembra mascherare
l’influenza del ma-
Figura 32 - Velocità di propagazione della cricca in aria (a) e in acqua di mare (b) [28].
TABELLA XIII - Velocità di propagazione della cricca (ad una lunghezza della cricca di 4-5 mm) [28].
Elettrodo
(da/dN)r
(m/ciclox10-9)
(da/dN)cf
(m/ciclox10-9)
(da/dN)e
(m/ciclox10-9)
Contributo
elettrolita (%)
2.8% Ni
58
80
22
37.9
4.7% Ni
24
35
11
45.8
6.8% Ni
15
25
10
66.7
8.9% Ni
5
19
14
280.0
teriale. Tuttavia, in caso di rasatura dei
campioni saldati testa a testa, la resistenza a fatica dei duplex risultava superiore a quella dell’acciaio austenitico.
Più evidente risulta invece l’influenza
del materiale sulla propagazione delle
cricche di fatica. Effetti positivi sono
legati ad un aumento della fase austenitica in quanto essa rallenta la velocità di
propagazione sia per effetto della plasticità sia per effetto di chiusura indotto
dalla trasformazione martensitica all’apice della frattura.
Significativo è anche l’effetto della composizione chimica. L’aumento del tenore
di Ni, mediante l’utilizzo di opportuni
metalli d’apporto, favorisce notevolmente la resistenza a fatica del giunto
saldato, sia in aria che in acqua di mare.
Si osservi che ricerche approfondite in
letteratura su tale argomento possono
portare a identificare risultati a volte fra
loro contraddittori. Ciò si ritiene dovuto
all’elevato numero di variabili presenti
nel processo di saldatura stesso. Le proprietà meccaniche (statiche e dinamiche)
e le proprietà chimiche, dipendono dalla
tecnologia di saldatura utilizzata, dai
parametri di processo, dai fattori geometrici, dal materiale e da eventuali trattamenti termici. Per questo motivo è molto
difficile identificare l’influenza del solo
materiale sulla resistenza a fatica del
componente.
In effetti i lavori presenti in letteratura
fanno riferimento a campagne sperimentali specifiche tali per cui i risultati ottenuti devono essere generalizzati con
molta cautela.
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Paolo FERRO, è Dottore di ricerca e ricercatore universitario in Ingegneria Metallurgica presso la Facoltà di Ingegneria dell’Università di Padova (sede Vicenza) dove è titolare del corso “Materiali metallici e laboratorio”. I principali argomenti di
ricerca, presentati su oltre 40 lavori pubblicati su riviste internazionali nazionali e atti di convegni nazionali e internazionali,
sono: analisi sperimentale e modellazione di procedimenti di saldatura, analisi meccanica (statica e a fatica) di giunzioni
saldate e incollate, trattamenti termici, fonderia. È stato responsabile scientifico del programma di ricerca “Determinazione
numerica e sperimentale delle tensioni residue in giunti saldati di diverse tipologie e loro influenza sulla resistenza a fatica”.
Progetto Giovani Ricercatori, A.A. 2003-2004. È vincitore del premio per giovani ricercatori Aldo Daccò 2002 e revisore di
articoli scientifici pubblicati su rivista internazionale. Ha partecipato a diversi convegni e corsi di formazione a livello nazionale
e internazionale.
Franco BONOLLO, è Professore associato di Metallurgia presso la Facoltà di Ingegneria dell’Università di Padova (sede
Vicenza) dove è titolare dei corsi di Materiali metallici (per Ingegneria Meccanica) e di Applicazioni industriali metallurgiche
(per Ingegneria Gestionale) e supplente del corso di Innovazione nella realizzazione di prodotti metallici (per Ingegneria Gestionale). La sua attività di ricerca riguarda i materiali metallici tradizionali e innovativi (acciai inossidabili duplex e superduplex,
ghise, leghe di alluminio e di magnesio, compositi a matrice metallica, leghe preziose), in termini di valutazione delle correlazioni tra microstruttura e proprietà; i principali processi metallurgici (in particolare fonderia e saldatura), con specifico riferimento alla simulazione dei processi stessi e allo studio dell’effetto dei parametri operativi sul comportamento finale dei materiali. È autore di circa 150 pubblicazioni scientifiche e co-autore di 3 libri. È Presidente del Centro Tecnico Metalli Leggeri
dell’Associazione Italiana di Metallurgia e del Gruppo di Lavoro “Fonderia dell’alluminio” dell’Unimet (Ente federato UNI per
le normative sui metalli non ferrosi).
Alberto TIZIANI, è Professore ordinario di Materiali metallici presso la Facoltà di Ingegneria dell’Università di Padova (sede
Vicenza) dove è titolare dei corsi di “Materiali metallici e laboratorio” e “Innovazione nella realizzazione di prodotti metallici”.
È stato direttore del Dipartimento di Tecnica e Gestione dei Sistemi Industriali dal 2000 al 2006. I principali argomenti di
ricerca, presentati su oltre 200 lavori pubblicati su riviste internazionali e nazionali, sono: fonderia delle leghe ferrose e non
ferrose; trattamenti termici tradizionali e sottovuoto di acciai altolegati e inox; trattamenti superficiali con tecniche non convenzionali; saldatura di leghe metalliche mediante tecniche convenzionali e ad alta energia; sinterizzazione, e saldatura di sinterizzati; biomateriali. È stato responsabile di svariati Progetti di Ricerca CNR e di Unità Operative nell’ambito di contratti MURST
ex-40%. È stato ed è responsabile di numerose convenzioni di ricerca tra il Dipartimento di Tecnica e Gestione dei Sistemi Industriali ed Aziende esterne.
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International Institute of Welding
A b ra s i v e wa t e r
suspension jet
tec hnology Fundamentals , application
a n d d e v e l o p m e n t s ( °)
H. Louis *
F. Pude **
Ch. von Rad ***
R. Versemann ****
Summary
1. Introduction
Water jets have been used as a flexible
tool for the cutting of soft materials like
plastics, rubber, wood and textile materials since the 70s. However the addition
of abrasive material to the water jet in
the 80s extended the range of machinable materials to practically all technical
materials including metallic and even
ceramic materials. This is due to the fact,
that the actual cutting process is no more
carried out by the water itself, but by the
abrasive particles, each particle contributing to the cut by a micro-chipping
process. The only function of the water
is the acceleration of the particles [1].
The introduction of abrasive material into water jet technology in the
80s extended the range of materials, which could be cut to practically
all technical materials, which has been one of the largest step of development in this technological branch. Since then, two different types of
abrasive water jets developed. Due to their different jet generation
these differ in their properties, which define their application fields.
Whereas abrasive water injection jets are mainly applied for industrial
machining, the core application fields of abrasive water suspension jets
are in the decommissioning and dismantling of offshore structures and
nuclear power plants as well as in demilitarisation. In this paper the
generation mechanisms of abrasive suspensions jets are explained,
and the influence of the main parameters on the cutting efficiency
presented. Additionally new developments in this technological branch
are presented in this paper.
KEYWORDS: Comparisons; Composite materials; Dismantling;
Maintenance; Mechanical cutting; Polymer matrix composites; Repair;
Water jets;Water jet cutting.
2. Generation of abrasive water
suspension jets
Basically two systems of abrasive water
jets, differing in their generation, their
properties and their application fields
have been developed.
(°) Doc. IIW-1810-07 (ex-doc. I-1149-04/I-E-36303) recommended for publication by Commission I “Brazing, soldering, thermal cutting and
flame processes”.
* Institute of Materials Science, University of
Hannover (Germany).
** Bystronic Laser AG, (Germany).
*** Airbus Deutschland GmbH, (Germany).
**** RWE Power AG. M., (Germany).
Their fundamental difference is the point
of time of the abrasive addition leading
to the specific jet properties. Abrasive
Water Injection Jets (AWIJs) are generated by a water jet, passing through a
mixing chamber and re-entering a focussing tube. This creates a low pressure in
the chamber, which is used for the pneumatic transport into it.
There the abrasive material is accelerated by the water jet and focussed in the
secondary focussing tube.
Abrasive Water Suspension Jets
(AWSJs) however are characterised by
the fact of the admixture of abrasive material and water takes place before the
nozzle. This has the effect that contrary
to AWIJs the jet only consists of water
and abrasive material [1].
During the development of AWSJs three
different types of admixture of water and
abrasive were investigated and applied
(Figure 1). One method is the admixture
of the suspension at ambient pressure
and the pumping of this suspension
through a nozzle.
Although this method is very simple to
apply, it has never reached economic im-
H. Louis et al. - Abrasive water suspension jet technology - Fundamentals, application and developments
portance, mainly because of the high
abrasive wear in the pump during the
pressurisation of the suspension (Figure
1 a) [2].
The second possibility of generating
AWSJs is the indirect pressurisation of a
premixed suspension (Figure 1 b). Water
is pressurised and drives a piston in a
pressure vessel. This pushes the premixed suspension out of a high pressure
storage vessel and accelerates the suspension in the nozzle.
In order to stabilise the suspension, a
highly concentrated polymer solution of
a viscosity about four orders of magnitude higher than water is used as the
liquid component of the cutting medium.
With this method AWSJs of high pressure and coherence have been generated.
On the other hand however the volume
of the vessel and therefore the cutting
time is limited.
Additionally the wear of the nozzle, the
piston and valves cause technological
problems. This has limited the technological and economic success of this development [3].
The third method of admixture is the
bypass principle (Figure 1 c). In this
case water is pressurised.
A part of the flow is lead through a
bypass branch passing a high pressure
storage vessel, which is filled with abrasive material. By impulse exchange an
abrasive slurry is driven out of the vessel
and recombines with the main flow in
the mixing cell, where the cutting suspension is formed.
This then is transported through a hose
to the work piece, where it is accelerated
in the suspension nozzle. This generation method is also characterised by a
limited capacity of abrasive material.
Due to the fact however, that the abrasive storage vessel is completely filled
with abrasive material, the cutting time
is significantly longer than that of
AWSJs generated by indirect pumping.
Additionally neither a separating piston
exists, nor valves are charged by abrasive material, so that systems of AWSJ
cutting systems generated by the bypass
principle are less wear sensitive [3].
3. Commercial AWSJ cutting
systems
Due to the fact of minimum wear sensitivity and long cutting times, only AWSJs
according to the bypass principle have
been used for industrial applications.
Another advantage over the indirect
pumping is the possibility of adjusting
the abrasive mass flow rate in the suspension during the cutting process,
which can be done by the regulation of
the bypass flow rate.
For this a regulation valve as well as a
restriction valve is in the bypass branch.
The main parameters like flow rates in
the main line and the bypass are as well
Premixed
suspension
Pump
as the pressure used for the control of the
system. The abrasive storage vessel can
be refilled with a suspension at low pressure from a hopper (Figure 2).
Depending on the technological advances and the specific demands on the
cutting systems two different developments could be observed in AWSJ
cutting technology.
First of all the working pressure of the
systems was shifted to higher levels.
Starting from 35 MPa and lower at the
beginning today’s commercial systems
reach pressure levels up to 200 MPa. At
the same time the flow rates of water and
abrasive were reduced, which allows a
cutting process using less energy and
abrasive material. In the field of research
abrasive suspension jets of 400 MPa
pressure level at flow rates up to 4 l/min
have been developed for machining purposes.
The high constructive expenses and the
difficult handling of the small abrasive
material however have prevented
the commercial implementation [4]
(Figure 3).
On the other hand lower-cost cutting
systems have been developed using moderate pressure levels (up to 50 MPa) at
low flow rates. These systems have been
constructed with a light-weight abrasive
storage vessel and are designed specifically for the mobile dismantling
of structures of limited thickness
(Figure 4).
Bypass branch
Water
Piston
Pump
Abrasive
material
Nozzle
Water
Premixed
suspension
Direct pumping
a)
Indirect pumping
b)
Figure 1 - Generation mechanisms of abrasive suspension jets.
Pump
Bypass principle
c)
Mixing cell
High pressure hose
Pressure gauge
Charge (low pressure)
Restriction
valve
Membrane
pump
Restrictor
Dosing
valve
Bypass
flow
Pump
Nozzle
Main flow
Storage
vessel
Hopper
(low pressure)
Figure 2 - AWSJ cutting machine.
Research
350
300
Pressure [MPa]
Mobile dismantling
250
Nuclear dismantling (1999)
200
Nuclear dismantling (1995)
150
100
Offshore decommissioning
50
Offshore repair
0
0
5
10
15
20
25
30
35
40
45
Water flow rate [l/min]
Figure 3 - Hydraulic ranges of AWSJ cutting systems.
4. Influence of main parameters
The cutting process of abrasive water
jets is determined by a micro-chipping
process of the abrasive particles. Their
removal potential directly depends
on their velocity. Due to the fact, that
the abrasive is accelerated by the water,
the pressure is an important parameter
for the cutting efficiency. Above a
certain pressure the cutting efficiency
increases proportionally to the pressure
(Figure 5).
Another important parameter on the
cutting efficiency is the abrasive flow
rate, which refers to the number of
micro-chipping processes taking place.
The more abrasive particles participate
in the cutting process, the more efficient
is the jet. The gradient however decreases so that the cutting efficiency reaches
a maximum (Figure 4). This is due to
two facts. On one hand the ratio of accelerating water and particles to be accelerated decreases so that the velocity of the
jet is lower (Figure 5). On the other hand
damping effects in the kerf gain influence.
The third main parameter is the influence of the nozzle diameter. An increase of the nozzle diameter has several
effects. First of all it leads to an increase
of the hydraulic power. This allows ac-
Maximum pressure:
Pressure vessel:
Total weight:
Size (L x W x H):
50 MPa
3.6 I brutto, CFC
ca. 100 kg filled
700 mm x 600 mm x 700 mm
Courtesy of ANT AG
Figure 4 - Mobile AWSJ cutting system (Mini-MACE by ANT AG).
An increase of the traverse rate leads to a
reduction of the hydraulic and abrasive
load on a given traverse increment. This
leads to a dependency, which is about reciprocally proportional to the traverse
rate (Figure 5) [5].
5. Comparison between AWIJs
and AWSJs
Pressure
Figure 5 - Influence of main parameters.
Abrasive flow rate
Depth of kerf
systems lead to specific jet properties. In
AWIJs the abrasive material is added at
atmospheric pressure, in AWSJ systems
at working pressure.
This leads to higher constructive expenses at AWSJs and a lack of continuous
cutting as well as to long switching
times. On the other hand the jet pump
effect of AWIJs leads to a jet composition of about 95% air, 4% water and 1%
abrasive, whereas AWSJs consist of
about 95% water and 5% abrasive. Therefore AWSJs are characterised by a
Depth of kerf
The different generation mechanisms of
the two abrasive water jet cutting
Depth of kerf
Depth of kerf
celerating the abrasive particles in a
more efficient way. Secondly an increased nozzle diameter leads to higher jet
stability, which is important for cutting
at large standoff distances as well as for
cutting complex structures. On the other
hand the width of cut also is increased,
so that at a certain degree an increase of
nozzle diameter leads to a decrease of
cutting efficiency (Figure 5).
The parameter however mostly used to
control the cutting depth is the traverse
rate.
Nozzle diameter
Traverse rate
Figure 6 - Cutting of casings.
Figure 7 - AWSJ cut through a TNT antipersonnel H.E. shell (100 mm).
more efficient particle acceleration
process and by a higher jet stability,
which gives them a higher cutting efficiency. Due to the fact that AWSJs are
generated by only one nozzle, where the
abrasive also passes through, they are
worn. This has the effect of a continuous
diameter increase, and consequently of
an increase of hydraulic power of the jet
and its efficiency. This extra cutting efficiency has to be taken into account especially at long cutting tasks of several
hours e.g. for nuclear dismantling.
The different properties of both types of
abrasive water jets have lead to their
core application fields. On one hand the
high flexibility of AWIJs has qualified
them for machining purposes. On the
other hand the high efficiency of AWSJs
has lead to different application fields in
dismantling and decommissioning [1].
advances, but also by the demands of the
market.
The low pressure level of AWSJ cutting
systems until the mid 90s limited the application of this technology to fields,
where the use of high flow rates of water
and abrasive were not of disadvantage.
On the other hand AWSJs allow long
distances between the jet generation and
the place of cutting activity.
Therefore the first successful applications of AWSJs were in the repair and
decommissioning of offshore structures
like oil rigs or onshore structures like
casings (Figure 6).
The second large application field for
AWSJs is demilitarisation.
For the dismantling of bombs and missiles of WWII a safe cutting technology
was demanded.
Abrasive water jets are a cutting technology, being able to cut practically all
technical materials without thermally influencing the work piece. In the case of
cutting explosives this is of specific importance. AWSJs additionally do not
contain air, which gives an extra security
6. Application fields of AWSJs
The fields of application of AWSJs have
mainly been driven by the technological
to beware the dismantling process
from sparkling. These properties give
the optimal conditions for the successful
application of AWSJs in this field
(Figure 7).
The increase of working pressure in the
second half of the 90s allowed a significant decrease of the flow rates of the jet.
This is of specific importance for application fields, where secondary waste is
to be limited, e.g. when cutting in contaminated areas like nuclear power plants.
In these applications the amount of
water and abrasive brought into the area
of radiation is an important factor of
costs.
Therefore this application field only was
opened, when the pressure level was increased above 140 MPa. In 1999 AWSJs
were used for the first time for the dismantling of a nuclear power plant in
Kahl, Germany.
The parameters of the cutting of the
thermal shield and the lower core shroud
are given in Table 1. This will be one
major application field for this technology in future [4].
Table 1 - Parameters of the dismantling of the nuclear power plant in Kahl with AWSJ.
Material
Thickness
Pressure
Nozzle diameter
Water flow rate
Abrasive flow rate
Traverse rate
Length of cut
Lower core shroud
Thermal shield
X6CrAl13
51 mm / 132 mm
140 MPa
0,6 mm … 1, 05 mm
8 l/min … 20 l/min
1,3 kg/min
40 mm/min / 13 mm/min
20 m
X6CrAl13
32 mm
140 MPa
0,6 mm … 1, 05 mm
8 l/min … 20 l/min
1,3 kg/min
65 mm/min
70 m
40
Depth of kerf km [mm]
30
20
p = 65 MPa; mp = 2 kg/min, s = 2 mm
vf = 400 mm/min, dSD = 1 mm
Polymer: Polyox Coagulant
Abrasive: Barton Garnet HP 80
Material: AIMgSi 0,5
10
0
0
0,05
0,1
0,15
0,2
0,25
0,3
0,35
0,4
0,45
0,5
Polymer concentration c [%]
Figure 8 - Cutting efficiency of polymer supported abrasive suspension jets [6].
7. Development of polymer
supported abrasive suspension
jets
In abrasive suspension cutting systems
using the principle of indirect pumping
the suspension is stabilised by polymeric
additives leading to a viscosity 4 magnitudes higher than water (Figure 1 b).
These systems showed a highly efficient
jet generation process, however never
reached technological relevance. Additionally polymers had been successfully
used to increase the stability of pure waterjets in the 70s.
Therefore the implementation of polymers into the technological relevant
types of abrasive suspension jet cutting
systems has been realised. These are
the abrasive suspension jet cutting
systems working on the bypass principle
(Figure 1 c).
The polymers used are long-chained
molecules leading not only to an increase of viscosity but also to a viscoelastic fluid behaviour like polyacrylamides
or polyethyleneoxides.
Generally there are two possibilities of
polymer implementation into the cutting
system, to replace the water feeding the
high pressure pump by polymer solu-
tions, or to inject highly concentrated
polymer solutions under working pressure into the suspension system. The
first possibility is easy to realise; the
second has the advantage that the polymers do go through the plunger pump
and are not exposed to the high shear
stresses with the risk of mechanical degradation [6].
The use of polymers positively affects
the sedimentation resistance of the particles in the suspension and therefore contributes to the stability of the cutting
process. During the jet generation
process in the suspension nozzle the increased viscosity shifts the Reynolds
number of the flow to lower values
leading to an intensified particle acceleration process. Thus the process of material removal is enhanced. However not
only the process of particle acceleration
is improved but also the jet stability is
increased by the use of polymers, as has
been observed in pure waterjets. Both
effects positively influence the cutting
potential of abrasive suspension jets,
which is presented in Figure 8.
For both nozzles used, an increase of
cutting efficiency could be observed.
However the increase at the short nozzle
exceeds the increase of the long nozzle.
These results prove the intensified acceleration process as well as the increase
of jet stability by the use of polymers.
Especially the jet stability can be taken
advantage of by the use of abrasive suspension jets for dismantling activities,
where often small standoff distances
cannot be realised and complex structures have to be separated. In these hollow
distances appear, in which the jet looses
stability and efficiency. Especially for
these complex dismantling tasks a significant improvement of cutting potential
could be shown by the use of polymers
in abrasive suspension jets [7].
8. Summary and conclusions
AWSJs are a complementary development to AWIJs in water jet technology.
Whereas AWIJs are easily generated by
the adaptation of a cutting head on the
water nozzle, the abrasive addition at
AWSJs takes place at working pressure.
This demands higher constructive expenses and leads to longer switching
times. On the other hand the jet generated only consists of the phases water
and abrasive and is more efficient and
stable.
These differences lead to the fact that
AWSJs are not used for machining purposes, but are very efficient for cutting
tasks under difficult conditions like the
following:
• long distances to the cutting place;
• thick and complex structures;
• submerged cutting operations;
• cutting of explosives.
These demands are typical for dismantling activities of offshore structures,
nuclear dismantling or of military structures. This shows that the development
of AWSJs will not replace AWIJs, but
complement it and lead to further application fields.
By selection of the suitable parameters
(pressure, flow rates, traverse rate) the
properties of AWSJs can be fitted to the
specific application optimised towards
the desired target parameter. Although
the development tends to the increase of
pressure and the reduction of flow rates
and energy, a level of 200 MPa seems to
be a reasonable limit. This is due to the
difficult handling of the fine abrasive
particles and the over-proportionally increasing costs of the high pressure components.
New developments of the implementation of polymers in abrasive water suspension technology will allow enhancing the cutting potential. This will not
only be in terms of cutting velocity and
cutting depth, but also in terms of independency of the standoff distance as
well as the complexity of structures to be
cut.
Acknowledgements
The authors are scientists of the Water
jet Laboratory Hannover (WLH) in the
Institute of Materials Science, University Hannover and members of the
German Working Group of Water jet
Technology (AWT).
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Sommario
Tecnologia del getto a sospensione abrasiva in acqua - Principi,
applicazione e sviluppi
L’introduzione, negli anni ‘80, di sostanze abrasive nella tecnologia “water jet”,
che è risultato il maggiore sviluppo in questo settore tecnologico, ha esteso la
gamma dei materiali tagliabili a praticamente tutti i materiali stessi.
Da allora in poi sono stati sviluppati due differenti tipi di “water jet” abrasivi; il
differente sistema di generazione del getto di acqua abrasivo influisce sulle
proprietà che determinano il loro campo di applicazione.
Mentre l’ “Abrasive Water Injection Jet” è principalmente applicato nelle lavorazioni industriali, il campo di applicazione principale dell’ “Abrasive Water Suspension Jet” è nella messa fuori uso e smantellamento di strutture off-shore e
di impianti nucleari e militari.
In questo articolo vengono illustrati i meccanismi di formazione dei getti a sospensione abrasiva e viene descritta l’influenza dei principali parametri sull’efficienza del taglio.
Infine vengono presentati i nuovi sviluppi in questo settore tecnologico.
IIS Didattica
Principi generali dei processi
di saldatura con elettroscoria **
2. Placcatura ad
elettroscoria
1. Principi generali
Il processo di saldatura con elettroscoria
è stato messo a punto negli anni ’60 per
la saldatura di grossi spessori.
Si tratta di un processo di saldatura autogena per fusione di tipo automatico per
l'esecuzione di giunti in posizione verticale mediante una o due passate, caratterizzato da notevole produttività, ma
anche dall’uso di apporti termici particolarmente elevati (tra i più alti in assoluto tra i processi di saldatura convenzionali).
La rappresentazione schematica del
sistema di saldatura ad elettroscoria in
corso di funzionamento è riportata nella
Figura 1: si può rilevare che in questo
procedimento viene impiegato un filo
elettrodo continuo (avvolto su di un
aspo), alimentato da un adeguato dispositivo attraverso un ugello guidafilo di
forma opportuna.
La saldatura avviene all’interno di un
crogiolo costituito su due lati dal metallo
base, e sugli altri due da due pattini in
rame (nella figura di tipo scorrevole);
tale volume è riempito di un particolare
flusso elettroconduttore che, percorso da
corrente, genera il calore di saldatura per
effetto Joule; conseguentemente il processo di saldatura ad elettroscoria non è
un processo all’arco elettrico.
*
Si tratta di una applicazione particolare
del processo ad elettroscoria che, sviluppatasi negli anni ’90, risulta concorrenziale rispetto alla placcatura ad arco
sommerso con elettrodo a nastro.
L’obiettivo del processo, come quello
dei processi di placcatura in genere, è di
depositare per fusione un determinato
metallo d’apporto (generalmente resistente alla corrosione o all’usura) detto
riporto, su un metallo base, detto supporto, con buone caratteristiche meccaniche e costo inferiore rispetto al riporto.
Evidentemente risulta da questo punto di
vista determinante il rapporto di dilui-
zione: al diminuire di questo, infatti, si
possono ottenere riporti meno inquinati
dal metallo del supporto con un numero
minore di passate.
Tra i vantaggi principali del processo ad
elettroscoria, vi è proprio il basso rapporto di diluizione (anche inferiore al
15%), che, assieme alla elevata produttività, rende questo processo particolarmente utilizzato, soprattutto per la realizzazione di componenti per apparecchi
a pressione.
2.1 Principio esecutivo
L’operazione di placcatura si esegue
sfruttando le caratteristiche elettroconduttrici del flusso, che genera calore per
effetto Joule. A differenza di quanto
accade per la saldatura a elettroscoria,
non esistono dispositivi per il conGuidafilo
finamento del croElettrodo
giolo di saldatura;
Scoria fusa
il bagno fluido
(composto da
Pattini di sostegno
Fori per la circolazione
metallo d’apporto
in rame
dell’acqua
e dalla scoria fusa)
è infatti solamente
Bagno di fusione
limitato alle spalle
dal deposito solidificato, ed eventualmente lateralmente dagli strati
già depositati (in
ogni caso è sempre
prevista una certa
Saldatura
sovrapposizione
tra le passate per
assicurare adeguata continuità al
Figura 1 - Schema esecutivo della saldatura
a elettroscoria.
riporto).
Redazione a cura della Divisione FOR - Formazione e insegnamento dell’Istituto Italiano della Saldatura - Genova.
Figura 2 - Placcatura ad elettroscoria
(acciaio austeno-ferritico).
La saldatura si esegue su un letto di
flusso depositato da una apposita tramoggia antistante al nastro (Fig. 2); il
bagno di saldatura risulta pertanto adeguatamente protetto, anche se lo strato di
scoria liquida consente il passaggio di
eventuali gas provenienti dal bagno,
consentendo il degasaggio del deposito,
come mostrato nella Figura 3.
Durante la placcatura, l’altezza dello
strato di scoria è generalmente compresa
tra 20 e 35 mm, ed il bagno raggiunge
temperature attorno ai 2300°C, emettendo luce visibile ed infrarossa.
2.2 Apparecchiatura
Nella Figura 4 è mostrato un esempio
dell’apparecchiatura. Come è possibile
notare, è presente un rullo di traino più
Figura 3 - Placcatura ad elettroscoria.
largo per un avanzamento regolare del
nastro, e larghi pattini
raffreddati ad acqua per
un buon trasferimento
di corrente su tutta la
superficie del nastro.
I generatori utilizzati
sono simili a quelli per
la saldatura ad arco
sommerso, anche se,
per le applicazioni con
nastri di elevata larghezza, devono erogare
valori di corrente molto
elevati (anche superiori
a 2000 A).
La dimensione delle
apparecchiature è comunque abbastanza elevata; ciò comporta l’impossibilità di applicare il processo su pezzi aventi dimensioni ridotte.
Particolarmente importante per la
riuscita delle operazioni di placcatura
è lo studio dell’andamento dei campi
magnetici indotti dal passaggio della corrente nell’intorno della zona di saldatura,
che possono influenzare negativamente il
bagno di metallo fuso durante il processo
di solidificazione; per tale motivo è necessario considerare adeguatamente il
corretto posizionamento delle masse sui
pezzi da placcare. Oltre a ciò sono spesso
utilizzati dispositivi che, attraverso opportuni induttori, sono in grado di generare campi magnetici idonei a determinare la corretta circolazione dei flussi di
corrente e di metallo fuso, garantendo la
formazione di cordoni piatti e ben raccordati, privi di incisioni sul cordone
precedente e con un corretto angolo di
incidenza per il raccordo col cordone
successivo; si evitano pertanto sia i
difetti superficiali sia le inclusioni lineari
di scoria sotto cordone (Fig. 5).
2.3 Consumabili
Una particolarità che differenzia sostanzialmente il processo di placcatura ad
elettroscoria da quello di saldatura è la
possibilità di interagire attraverso il
flusso con le caratteristiche del deposito
di saldatura; le caratteristiche di quest’ultimo saranno dunque il risultato
della combinazione di filo e flusso,
come peraltro avviene anche per la saldatura ad arco sommerso.
2.3.1 Flussi
Le caratteristiche operative del processo
sono fortemente legate alla composizione chimica del flusso. In particolare,
il parametro fondamentale è la conduttività elettrica, che deve essere contenuta
entro specifici campi, per ottenere il
calore opportuno e contemporaneamente
impedire lo sviluppo di archi elettrici.
Tale parametro è gestito principalmente
attraverso il contenuto di fluorite, come
indicato nel diagramma della Figura 6;
in particolare, questo composto:
• incrementa la conduttività, riducendo
il calore generato (e quindi la penetrazione e la produttività);
• riduce la tensione superficiale del
bagno, fattore particolarmente impor-
Figura 4 - Apparecchiatura per la placcatura con elettroscoria.
Cond. elettrica [Ω/cm]
Contenuto di Fluorite [%]
Figura 5 - Sistema elettromagnetico per la
regolarizzazione del deposito.
tante per riporti viscosi, come quelli
in leghe di nichel e cobalto;
• aumenta la fluidità del bagno, che
deve essere elevata soprattutto
quando le operazioni di placcatura
sono svolte su superfici a basso
raggio di curvatura.
Conseguentemente, il contenuto di fluorite è in genere attorno al 65%, valori inferiori (fino al 60%) sono utilizzati per
riporti su rulli e cilindri a basso raggio di
curvatura, mentre valori superiori (70%
e oltre) sono utilizzati per i riporti ad
elevata velocità. Questi ultimi sono
anche detti flussi veloci, che grazie all’elevato tenore di fluorite, consentono
l’impiego di maggiori valori di corrente,
incrementando quindi la produttività
(effetto Joule sul nastro) ed evitano il
surriscaldamento del flusso, ed il conseguente rischio di disturbo del deposito.
La Figura 7 mostra, a titolo di esempio,
una applicazione di placcatura con questo
tipo di flusso, (velocità 45 cm/min,
corrente 2500 A, larghezza del nastro
60 mm, velocità di deposito 56 kg/min).
Sono infine di recente introduzione i
flussi leganti, che, attraverso l’aggiunta
di elementi di lega, consentono di incrementare ulteriormente le caratteristiche
del deposito, permettendo inoltre di raggiungere la composizione chimica desiderata per il riporto anche con una sola
passata di placcatura.
2.3.2 Nastri
I nastri per la placcatura ad elettroscoria
sono, di principio, simili a quelli utilizzati per la saldatura ad arco sommerso;
come questi, infatti, hanno generalmente
Figura 6 - Influenza della fluorite sulla conduttività della scoria.
spessore di 0,5 mm, e larghezze variabili
a partire da 40 mm; il particolare principio di funzionamento di questo processo
permette, tuttavia, di utilizzare larghezze
molto elevate (fino a 250 mm), con evidenti vantaggi in termini di produttività
(sono in tal caso richiesti generatori di
corrente molto potenti, per permettere
un adeguato sviluppo di calore).
I nastri sono tipicamente ottenuti per laminazione, anche se non sono disponibili per tutti i materiali (ad esempio per
alcune leghe di nichel, ove risulta difficile ottenere gli spessori particolarmente
ridotti richiesti per il funzionamento regolare del processo); la Tabella I mostra,
a titolo di esempio, alcune composizioni
commerciali attualmente disponibili per
i nastri laminati.
In alternativa è possibile ricorrere a
nastri sinterizzati che permettono la
messa a punto di composizioni chimiche
mirate e sono disponibili per una vasta
gamma di materiali (comprese, ad
esempio, leghe di nichel e cobalto),
anche per quantitativi ridotti (Tab. II); in
questo caso, data la maggiore conduttività elettrica, sono richiesti valori di
stick-out più elevati (fino a 90 mm).
2.4 Esempi di applicazioni
La Figura 8 si riferisce ad una applicazione di placcatura con elettroscoria per
il riporto superficiale di acciaio inossidabile austenitico (AISI 316L) sul fondo di
un separatore in acciaio al carbonio normalizzato a grano fine con resilienza garantita a bassa temperatura (classificato
EN 10028-3 P355 NL2), utilizzando
nastro sinterizzato a basso carbonio
(C < 0,008, classificabile E 309 L Mo).
La Figura 9 si riferisce invece ad una applicazione di riporto in leghe di nichel
(NiCr21Mo9Nb(1)) su acciaio al cromo
molibdeno per impiego ad alta temperatura (2,25% Cr - 1 Mo); in questo caso,
l’obiettivo posto è quello di raggiungere il
(1)
Commercialmente noto come Inconel 625 o
Alloy 625.
Figura 7 - Placcatura ad elevata velocità.
TABELLA I - Esempi di composizioni (commerciali) disponibili per nastri laminati.
EN 12072,
DIN 1736
W.-Nr.
AWS
A5.9, 5.14
C
Si
Mn
Cr
Ni
Mo
Nb
S 19 9 L
1.4316
EQ308L
0,02
0,3
1,8
19,8
10,5
-
-
S 19 9 Nb
1.4551
EQ347
0,02
0,3
1,8
19,5
10,0
-
0,6
S 19 12 3 L
1.4430
EQ316L
0,02
0,3
1,8
18,5
13,0
2,8
-
S 23 12 L
1.4332
EQ309L
0,02
0,3
1,8
24,0
13,0
-
-
S 23 12 Nb
1.4556
EQ309LNb
0,02
0,3
1,8
24,0
13,0
-
0,6
(S 21 11 L)
(1.4332)
EQ309L
0,01
0,3
1,8
22,0
11,0
-
-
(S 21 11 Nb)
(1.4556)
EQ309LNb
0,01
0,3
1,8
21,0
11,0
-
0,6
(S 21 13 3 L)
(1.4459)
EQ309LMo
0,01
0,3
1,8
21,0
13,0
3,0
-
UP-NiCr21Mo9Nb
2.4831
ERNiCrMo-3
0,02
0,2
0,4
22,0
Basis
9,0
3,5
UP-NiCr20Nb
2.4806
ERNiCr-3
0,03
0,2
3,0
20,0
Basis
-
2,5
Figura 8 - Esempio di placcatura
(650 A, 24 V, 18 cm/min, stick out 40 mm,
sovrapposizione 4,5mm).
tenore di ferro inferiore al 2,5%, per garantire adeguata resistenza alla corrosione.
L’impiego di questo processo di saldatura ha permesso, grazie al ridotto rapporto di diluizione (Fig. 10) di ottenere
un valore percentuale di questo elemento pari al 9,1% in prima passata, e
di 2,4% in seconda passata.
Figura 9 - Riporto su un fondo con
posizionatore (1000A, 24 V, 17cm/min).
Cortesia ESAB Saldatura.
Figura 10 - Aspetto macrografico della prima passata.
TABELLA II - Esempi di composizioni (commerciali) disponibili per nastri sinterizzati.
EN 12072,
DIN 1736
W.-Nr.
AWS
A5.9, 5.14
C
Si
Mn
Cr
Ni
Mo
Nb
S 23 12 L
1.4332
EQ309L
0,01
0,3
1,8
24,0
12,0
-
-
S 19 12 3 Nb
1.4576
EQ318
0,01
0,3
1,8
19,0
12,0
2,8
0,6
(S 13 4)
~EQ410NiMo
0,10
0,5
1,6
13,5
5,5
1,7
-
S 19 9 Nb
(1.4351)
1.4551
EQ347
0,01
0,4
1,8
19,5
10,5
-
0,6
S 19 13 4 L
(1.4447)
EQ317L
0,01
0,4
1,8
18,5
13,8
3,5
-
(S 21 13 3 L)
(1.4459)
EQ309LMo
0,01
0,2
1,8
22,0
14,0
3,0
-
UP-NiCr21Mo9Nb
2.4831
ERNiCrMo-3
0,01
0,1
0,2
22,0
Basis
9,0
4,0
UP-NiCr20Nb
2.4806
ERNiCr-3
0,01
0,2
3,2
20,0
Basis
-
2,3
Pubblicazioni IIS
Corso base per saldatori ed operatori IWP/IW
La nuova edizione, completamente modificata e ristrutturata, illustra gli
argomenti di carattere generale e le conoscenze basilari che un saldatore
o un operatore di saldatura dovrebbe possedere per rispettare le
procedure e le pratiche correnti e costituisce il risultato di un completo
ed approfondito lavoro, svolto anche con l’obbiettivo di rinnovare i
riferimenti ed i contenuti normativi alla luce delle grandi evoluzioni subite
dalla materia.
Queste pubblicazioni sono destinate anche a coloro che sono interessati
all’ottenimento della qualificazione ad “European Welder/lnternational
Welder” (EW/IW), figura recentemente riconosciuta a livello internazionale attraverso la Federazione Europea della Saldatura (EWF) e l’Istituto
Internazionale della Saldatura (IIW) e quindi tramite l’Istituto Italiano della
Saldatura che di tali organismi è membro fondatore e Authorized National
Body.
Parte II - Argomenti specifici relativi alla saldatura con elettrodo
rivestito
Indice: 1. Generalità del processo. 2. Apparecchiatura. 3. Consumabili di saldatura. 4.Tecnica operativa.
2005, 36 pagine, Codice: 101004, Prezzo: € 29,00
Soci IIS - Membri IIS Club, Prezzo: € 23,20
Parte III - Argomenti specifici relativi alla saldatura TIG (ad arco
con elettrodo infusibile di tungsteno e protezione di gas inerte)
Indice: 1. Generalità del processo. 2. Apparecchiatura. 3. Consumabili di saldatura. 4.Tecnica operativa.
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
Parte IV - Argomenti specifici relativi alla saldatura ad arco con
filo continuo con (o senza) protezione di gas
Indice: 1. Generalità del processo. 2. Apparecchiatura. 3. Consumabili. 4.Tecnica operativa.
Scienza
e
Tecnica
Il mondo della saldatura rinchiuso in un barattolo per
conserve alimentari
Quanta scienza e tecnica possono essere
contenute in un “banale” barattolo per
conserve? È veramente “banale” quell’oggetto talvolta preso a calci nella
nostra infanzia?
In verità, tutt’altro che banale, quel
“modesto” oggetto, uno dei simboli
della nostra civiltà, racchiude in sé un
universo di problematiche di tipo metallurgico ed altrettanti sottili equilibri
produttivi e di mercato, appunto, sottili
quanto la lamina metallica che lo fa
nascere.
Il metallo di costruzione è, nella stragrande maggioranza dei casi, un acciaio
così povero di elementi di lega che praticamente confina con il “ferro dolce”,
tuttavia altamente raffinato e oggetto di
accurati studi siderurgici, abitualmente
fornito come banda stagnata, ossia ricoperto con stagno puro su entrambe le superfici per qualche μm di spessore, laminato a freddo e quindi incrudito fino ad
offrire σ0,2%~500 MPa ed ovviamente allungamenti percentuali <10%, il tutto
conforme alla norma di riferimento
quale ad esempio UNI EN 10202.
Una porzione di lamina virolata, con so-
vrapposizione dei bordi per qualche
decimo di millimetro verrà saldata a resistenza elettrica mediante un impianto
dotato di elettrodi a rotolamento tramite
una serie di impulsi a frequenza elevata in
modo da creare una saldatura continua.
Poiché gli spessori abituali del lamierino
sono di circa 0,15 mm, in saldatura esso si
aggira intorno ai due decimi di millimetro.
Diamo un’occhiata ai numeri.
Barattoli di un’altezza di circa 100 mm e
Ø~70 mm, una macchina saldatrice può
farne 800 al minuto, ossia 13,3 barattoli
al secondo! La macchina salda dunque
a una velocità di circa 80 metri di
saldatura al minuto, e la velocità di raffreddamento del giunto può variare tra
0,8 x 104 fino a 1,4 x 104 °C/s!
È dunque scontato il fatto che una velocità di raffreddamento così elevata provochi stravolgimenti di natura metallurgica di notevole entità nel giunto,
nonostante la “povertà” di elementi di
lega dell’acciaio di base, senza dire più
di tanto sul fatto che nella zona fusa
della saldatura rimangono due strati di
stagno (derivanti dalla sovrapposizione)
che puntualmente andranno ad infiltrare
nel reticolo intergranulare della giunzione.
Bizzarro panorama, ma soltanto in apparenza, in quanto il tutto funziona, e
anche molto bene visto che di barattoli
(con alimenti per umani e per animali)
se ne vendono e consumano svariati
milioni al giorno nel mondo.
Ovviamente ci sono punti deboli nella
catena, quali ad esempio:
• Le estremità del giunto devono essere
esenti da discontinuità, specie di
natura geometrica, in quanto devono
poter sopportare una drastica deformazione (ripiegatura) per il fissaggio
del fondo e per il coperchio del barattolo.
• Il giunto deve possedere una duttilità
tale per far fronte a detta ripiegatura,
nonché alla corrugatura o nervatura
della superficie cilindrica a scopo di
rinforzo.
Scienza e tecnica
• Lo strato di stagno deve essere di una
certa robustezza per evitare che il suo
stiramento durante l’esecuzione delle
nervature possa provocare fessurazioni con spiacevoli risultati in
materia di corrosione.
I requisiti di qualità sono pesantissimi:
due o tre barattoli difettosi su 60.000
gettano già un’ombra di discredito su un
fabbricante. Addirittura si ricorre alla
singola prova di pressatura al 100%
della produzione.
A tale proposito, si pensi soltanto al
danno derivante da 4 oppure 5 barattoli
di salsa di pomodoro che si fessurano,
riversando il loro contenuto in mezzo ad
una catasta di pallet con 10 o 15 mila
barattoli pronti per la commercializza-
zione (etichetta compresa)… È chiaro,
non soltanto si perde la faccia! Ma soprattutto i clienti!!
Certamente, fabbricare barattoli è un
mestiere molto rischioso che può sicuramente predisporre un responsabile di
produzione di una tale fabbrica all’ulcera gastrica.
Allora viene quasi spontanea la
domanda: Quanto ne vale la pena?
Ovvero: Quanto ti pagano per un barattolo alto 10 cm con coperchi di diametro
70 mm (di cui uno a strappo)?
0,036 EURO
Ipotizzate Voi quanto può essere dunque
il guadagno netto su di un singolo barattolo.
Dott. Luis Mario Volpone (IIS)
Formazione
Il sistema didattico modulare nei corsi CND
Per il prossimo 2008 l’Istituto Italiano
della Saldatura ha studiato, per i corsi
relativi ai Controlli non Distruttivi, una
nuova struttura di tipo modulare.
La decisione è maturata a seguito
di numerose considerazioni tra cui l’esigenza, più volte espressa dalle aziende e
dagli stessi partecipanti ai corsi, di ricevere una formazione più mirata alle necessità aziendali da un punto di vista di
applicazione del metodo CND e utilizzo
della relativa tecnica.
Una ulteriore considerazione è derivata
dal fatto che molti metodi CND hanno
avuto, in tempi recenti, sviluppi tecnologici tali da produrre strumentazioni dedicate che, sebbene basate sui principi
elementari del metodo, sono enormemente differenti dalle strumentazioni
tradizionali.
Un esempio per tutti è certamente il
metodo di controllo con ultrasuoni dove
tecniche operative quali il TOFD o il
Phased Array sono ormai largamente
impiegate.
Tecniche, appunto, dove la strumentazione gioca un ruolo molto importante e
dove la manualità passa sicuramente in
secondo piano rispetto all’applicazione
della tecnica tradizionale; senza contare
l’aspetto dell’acquisizione dati che
ormai fa parte del sistema e che richiede
una visione e una formazione diversa rispetto al consueto.
Ma anche in metodi di controllo
meno impegnativi da un punto di vista
strumentale, come ad esempio il
metodo Visual Testing, si avverte che è
necessario accostare la teoria pura e
la conoscenza della strumentazione finalizzandola a specifici campi applicativi.
Ecco che il sistema modulare ci è parso
il migliore per coniugare queste esigenze senza troppo discostarci da
quanto richiesto dalle norme che presiedono la qualificazione e la certificazione
del personale.
Modulo di Base
Modulo di Metodo
MB
MM
Una considerazione, è doveroso dirlo, è
stata anche data all’aspetto economico,
sia dal punto di vista costi del singolo
corso, sia dal punto di vista dei costi indiretti quali trasferte del personale e
anche il “mancato lavoro” per assenza
del personale dall’azienda. Tutti problemi ben noti e non secondari.
Ci permettiamo quindi di presentare la
nuova impostazione didattica parafrasando situazioni consolidate in ambito
universitario quali “fate voi stessi il
vostro piano di studi”!
Il sistema modulare è, quindi, strutturato in due o più moduli così denominati, in sequenza:
• Modulo di Base ( MB )
• Modulo di Metodo ( MM )
• Modulo Specifico di Applicazione del
Metodo (MS).
Per conseguire un qualsiasi tipo di certificazione, ogni partecipante deve completare quindi il percorso formativo descritto nello schema.
Ogni Modulo può essere frequentato singolarmente ed indipendentemente dal rilascio di certificazioni, senza alcuna
scadenza temporale.
Modulo Specifico di
Applicazione del Metodo
MS
Esame di
certificazione
Diploma
EWF / IIW
Formazione
Modulo di Base (MB)
Scopo di questo Modulo è quello di
fornire gli elementi di base (ad esempio,
la difettologia) necessari per l’applicazione di qualsivoglia metodo di controllo.
• Questo Modulo è comune a tutti i
metodi: pertanto, è necessario frequentarlo una sola volta;
• la partecipazione a questo Modulo è
propedeutica ai Moduli successivi;
• possono accedere direttamente al
Modulo successivo coloro che posseggano diplomi come Figura Professionale IIW/EWF o abbiano frequentato i relativi corsi.
Modulo di Metodo (MM)
Scopo di questo Modulo è fornire gli elementi caratteristici di ogni singolo
metodo di controllo.
• La partecipazione a questo Modulo è
propedeutica a qualsiasi Modulo
Specifico di Applicazione del Metodo
(MS), a meno del caso dei metodi MT,
PT e dei metodi RT (con limitazione
all’interpretazione) ed UT (con limitazione alle misure spessimetriche),
per i quali si accede direttamente all’esame finale di certificazione.
Modulo Specifico di Applicazione del
Metodo (MS)
Scopo di questo Modulo è fornire gli elementi caratteristici di specifiche applicazioni di ogni singolo metodo di controllo.
Uno (o più) Moduli MS sono previsti nel
caso dei metodi VT, RT, UT ed LT, a scelta
del candidato in funzione dei propri specifici interessi. Nulla cambia, invece, da
un punto di vista didattico in quanto le
lezioni vengono condotte da personale
qualificato secondo EN 473 / ISO 9712
e/o Raccomandazione ASNT SNT-TC-1A
e sono supportate da dispense, videoproiezioni in aula, dimostrazioni ed esercitazioni in laboratorio; quando previsto,
esse sono inoltre integrate con l’impiego
di specifici strumenti multimediali (CDRom). Infine, è bene sottolineare che tutti
i moduli per i vari metodi di controllo
sono programmati in tutte le sedi del-l’Istituto Italiano della Saldatura e quindi è
possibile fornire un servizio capillare su
tutto il territorio nazionale.
Relativamente alla calendarizzazione
dei Moduli per il 2008 si rimanda alla
nostra “Attività Didattica” scaricabile
dal sito www.formazionesaldatura.it.
P.I. Francesco Rivara (IIS)
EDITORIA PER LA MECCANICA
Per pubblicare un redazionale gratuito
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Un nostro consulente ti contatterà.
International Institute of
European
Welding Federation
Notizie
IIW International Conference on design,
fabrication and economy of welded structures, DFE2008
24 - 26 April 2008
University of Miskolc, Hungary
Introduction
The main requirements of modern welded metal structures are the loadcarrying capacity (safety), the fitness for production, and economy.These
requirements can be met by structural optimization: the economy is
achieved by minimizing a cost function.The safety and fitness for production are guaranteed by fulfilling the design and fabrication constraints.The
topics of this conference are grouped according to these aspects of design,
fabrication and economy, worked out by Professor József Farkas during his
half century long professional activity.The aim of the conference is to bring
together the world academics, researchers and practitioners in the broad
fields of welded structures, structural mechanics, associated computation
and structural engineering, to review recent achievements in the advancement of knowledge and understanding in these areas, share the latest developments, and address the challenges for the present and the future.
The topics of the Conference include the following broad areas of interest:
Design: Structural Analysis and Design, Numerical Methods and Algorithms, Stability, Fracture, Fatigue,Vibration and Damping, Connections
Thin-walled Structures, Beams and Columns,Trusses, Frames,Towers,
Plates and Shells,Tubular Structures, Steel and concrete composite structures, Application of Finite Element and Boundary Element Methods, Fire
Safety,Wind Engineering, Earthquake Resistance, Structural Safety and
Reliability, Damage Mechanics, Structural Materials, Design Codes, Industrial applications.
IIW-EWF Notizie
Fabrication: Construction Technology and Methods,Welding Technologies, Residual Welding Stresses and Distortions,
Post-welding Treatments, Fabrication Sequences, Environment Protections, Erection, Maintenance, Repair, Strengthening
and Rehabilitation, Industrial applications.
Economy: Structural Optimization, Fabrication Costs, Applied Mathematical Methods, Cost Engineering, Evolutionary
Techniques, Neural Networks, Expert Systems, Industrial applications.
Language: The language of the Conference is English.
Special Sessions
A number of special sessions will be organised and held within the framework of the DFE2008 International Conference.
Special sessions, while devoted to the reporting and discussion of the latest developments on a particular theme, will be
expected to have international relevance.
Previous conferences
Three international meetings were organized at the University of Miskolc in this field; the International Symposium on
Tubular Structures (ISTS) in 1996, the Design of Metal Structures in 1997, and the International Conference on Metal
Structures (ICMS) in 2003. Experienced and reputable international publishers have produced the Proceedings in a high
standard.
University of Miskolc
The history of the University began in 1735, when the first Mining and Metallurgical Academy was founded in
Selmecbánya (Banská Stiavnica). In the ancient library there is a collection of the old technical books from the last 6 centuries. Now there are eight faculties and institutes at the University: Materials Science and Engineering, Earth Science and
Engineering, Mechanical engineering, Law, Economics, Arts faculties and the Béla Bartók Music and Health Care institutes.
There are about 15 000 students at the university.The training period for engineers is 5 years on MSc. level. There are
about 1 500 students at the Faculty of Mechanical Engineering. Education is going on in Hungarian, but there is a special
course for foreign students in English. There are also postgraduate and Ph.D. courses available on different fields.
Further Information
For further details, please contact:
Prof. Dr. Jarmai, Karoly
University of Miskolc, Hungary - H-3515 Miskolc, Egyetemvaros
Tel. +36-46-565111 ext 2028 voice post - Fax +36-46-563399
E-mail: [email protected]
Homepage: http://www.alt.uni-miskolc.hu/dfe2008
E-mail: [email protected]
Dalle
Aziende
L’attraversamento del Po a Ostiglia
(MN): Il ponte ferroviario più lungo
in Europa
L’oggetto dell’appalto, acquisito da
Omba Impianti & Engineering S.p.A., è
la costruzione e posa in opera delle
travate metalliche e impalcati in struttura mista del viadotto sul Po tra la progressiva di progetto 67+021.85 e la progressiva di progetto 67+975.25 della
linea ferroviaria Verona-Bologna.
L’obbiettivo è quello di sostituire il
vecchio ponte ferroviario, situato nelle
vicinanze, costituito da due vie adibite
una al traffico ferroviario e l’altra al
traffico stradale con un nuovo ponte ferroviario, anch’esso a due vie, da utilizzare esclusivamente per il potenziamento della rete ferroviaria.
Il nuovo ponte è tipicamente a via inferiore a sistema misto, costituito da una
reticolare a maglia triangolare, chiuso
da controventi posti superiormente.
Le travate sono in numero di 24 del peso
complessivo di circa 13000 t.
Il ponte appartiene alla categoria A, con
una velocità massima dei convogli pari
a 200 km/h. La linea ferroviaria sarà costituita da un doppio binario con interasse di 7 m e lunghezza complessiva di
circa 900 m.
La sequenza delle principali attività è la
seguente:
• esecuzione del progetto costruttivo
dell’opera,
• costruzione, sabbiatura e verniciatura delle travate metalliche,
• trasporto in cantiere dei prefabbricati,
• assiemaggio e verifica dimensionale
delle travate nelle apposite campate
del capannone di servizio appositamente costruito; nella fase di costruzione in officina è utilizzata un’apposita gru a cavalletto da 40 t,
• alesatura, bullonatura e serraggio e
relativi controlli,
• sollevamento e trasporto nella navata
di verniciatura della travata; in
•
•
•
•
•
•
questa fase è utilizzata un’apposita
gru a portate da 570 t,
verniciatura finale,
sollevamento e trasporto della
travata sul piano di varo,
varo delle travate; il varo del ponte è
eseguito montando le singole travate
su rulliere, collegandole sequenzialmente fra loro e facendole poi scorrere sulle pile in alveo tramite un
argano di avanzamento e uno di trattenuta, con rinvio di funi. Si procede
dapprima al varo di una singola linea
(binario dispari) fino alla sua completa realizzazione, per poi passare
alla linea successiva (binario pari),
abbassamento delle travate e posizionamento sugli appoggi,
posa delle predalles e realizzazione
della soletta di contenimento del
ballast completa della impermeabilizzazione e dei pluviali,
collaudo statico.
Dalle Aziende
Attualmente è in fase di conclusione la
linea del binario dispari. Fra un anno,
alla conclusione della linea del binario
pari, il nuovo ponte sul Po a Ostiglia, interamente costruito negli stabilimenti di
Omba Impianti & Engineering S.p.A.,
costituirà il ponte ferroviario più lungo
in Europa.
OMBA Impianti & Engineering S.p.A.
Via della Croce, 10
36040 Torri di Quartesolo (VI)
Tel. 0444 261211 - Fax 0444 381002
www.omba.biz
A Lamiera 2008 la nuova
versione di Lambda porta a
lamiera la più avanzata ricerca
europea
Leader mondiale per produzione di macchine utensili a deformazione (2.273
milioni di euro, nel 2006), l’Italia vanta
in LAMIERA una delle più qualificate
rassegne internazionali del comparto, la
cui quattordicesima edizione si tiene, dal
14 al 17 Maggio 2008, nel quartiere
espositivo di Fiera di Bologna.
Accanto alla sintesi esaustiva della
offerta mondiale, la manifestazione
promossa da UCIMU-SISTEMI PER
PRODURRE, presenta una nuova versione di Lambda, denominata “RTDI-inForming”, che si propone di sottolineare
la stretta correlazione tra ricerca, sviluppo tecnologico e innovazione del
comparto.
Allo scopo, Lambda evidenzia i risultati
dell’attività svolta dai più qualificati
istituti di ricerca europei e nell’ambito
dei progetti comunitari riferiti alle lavorazioni per deformazione.
La sala conferenze di Lambda ospita,
infatti, con programmazione a ciclo continuo, le relazioni proposte dai ricercatori in merito agli studi relativi a tematiche di assoluto interesse quali nuovi
materiali, applicazioni ICT e New Business Model, attraverso cui le imprese
hanno l’opportunità di tradurre il
proprio bagaglio di conoscenze in vantaggio competitivo difficilmente replicabile e imitabile dai concorrenti.
Temi che, per altro, possono essere direttamente approfonditi presso gli stand
degli operatori protagonisti di Lambda,
che, nella nuova versione, ha riscosso
l’interesse di alcune realtà tra cui ITIACNR, CRF, MUSP, università di
Bologna-DIEM, università di Padova,
Institut für Produktionstechnik und Umformmaschinen Darmstadt, Fraunhofer
IWU-Institut fuer Werkzeugmaschinen
und Umfortechnik Dresden, progetto
europeo Kobas, ai quali potrebbero aggiungersi organismi comunitari e piattaforme tecnologiche.
Quello offerto da Lambda è, dunque, un
quadro, preciso e dettagliato, del possibile sviluppo dei sistemi produttivi, sul
quale incidono nuovi paradigmi tecnologici quali la multifunzionalità, la simulazione per la messa a punto dei processi, l’adeguamento alle normative di
sicurezza, la sostenibilità ambientale,
l’affidabilità, la precisione, l’intelligenza dei processi, i nuovi materiali, le
microlavorazioni, l’ergonomia delle interfacce.
Inoltre, design e marketing strategico
possono essere indirizzati all’analisi
combinata dei cicli di vita del prodotto,
così da individuare opportunità e strategie (operative e di prodotto), di breve
come di lungo periodo.
La tecnologia informatica, da parte sua,
permette di elaborare informazioni relative alla macchina utensile a livello
“locale”, sviluppare sistemi di interazione macchina-operatore, sistemi di
diagnostica, sicurezza e prevenzione,
garantendo alle funzioni di gestione la
costante visione, in tempo reale, dello
stato del sistema produttivo e delle mac-
chine. Il sito della manifestazione
(www.lamiera.net) permette ai visitatori
di acquisire gratuitamente, attraverso la
preregistrazione, la tessera di ingresso
permanente, secondo le modalità illustrate on line.
UCIMU-SISTEMI PER PRODURRE
Viale F. Testi, 128
20092 Cinisello Balsamo (MI)
Tel. 02 26255244 - Fax 02 26255244
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Nuovi prodotti Cebora
Plasma Prof 164 HQC (High Quality
Cut)
L’impianto per taglio plasma multigas
meccanizzato Plasma Prof 164 HQC
(High Quality Cut) completo di unità di
accensione HV18, gas console PGC1-2,
console valvole PVC e torcia CP250 G,
è completamente gestito da microprocessore ed il generatore è in grado di
erogare una corrente max di 120A al
100% di fattore di utilizzo. I principali
parametri di processo (materiale da tagliare, gas, spessore, corrente) sono selezionabili dalla gas console sulla quale
vengono automaticamente indicati i
flussi ottimali di gas. Attraverso una
porta RS232 posta sul pannello anteriore del generatore è possibile aggiornare il software di macchina, scaricabile
via internet dal sito www.cebora.it
Console di controllo flusso dei gas
La gas console consente di gestire la selezione dei parametri di processo e la regolazione dei flussi di gas. Per un taglio
ottimale di ogni materiale metallico, la
Dalle Aziende
gas console utilizza diversi gas, quali:
aria, azoto e ossigeno per l’unità PGC-1;
H35 (miscela 35% idrogeno e 65%
argon) e F5 (miscela 5% idrogeno e 95%
azoto) per l’unità PGC-2.
L’impostazione dei parametri di processo è di tipo “sinergico”: le combinazioni dei gas vengono proposte in automatico in funzione del materiale scelto
così come la corrente di taglio è in funzione dello spessore impostato. Vengono
poi suggeriti la velocità di taglio ottimale
ed il diametro dell’ugello da utilizzare.
Sono disponibili differenti set di consumabili, in funzione della corrente di
taglio e del gas usato, calibrati e testati
per ottenere la massima qualità di taglio.
parallelo, partendo dalla caratterizzazione dei modelli di torcia (CP200) sviluppati in passato da CEBORA. Le potenzialità di simulazione includono la
previsione del comportamento termico
dell’inserto di afnio del catodo e le
traiettorie delle particelle di ossido di
afnio emesse da esso, oltre alla efficienza dei sistemi di raffreddamento dell’ugello in varie condizioni operative
con miscele di gas di lavoro (O 2 /Air,
H35/N2, Air/Air) adatte al taglio di materiali di tipo e spessore diversi.
CEBORA S.p.A
Via A. Costa, 24 - 40057 Cadriano (BO)
Tel. 051 765000 - Fax 051 765222
www.cebora.it
Air Liquide Welding: nuovi
investimenti per sostenere la
crescita nei mercati energetici
Nuova torcia Cebora CP 250 G
La nuova torcia Cebora CP 250 G è
stata concepita per tagli di alta qualità
su tutti i materiali metallici con l’utilizzo
di diversi tipi di gas quali: ossigeno,
azoto, argon-idrogeno, azoto-idrogeno e
aria compressa. La tecnologia costruttiva permette il rapido cambio della
testina e dei consumabili in relazione ai
diversi tipi di materiali, gas e spessori.
La progettazione della torcia al plasma
da taglio CEBORA CP 250 G è stata effettuata nell’ambito di una collaborazione tra il Gruppo per le Applicazioni
Industriali dei Plasmi dell’Università di
Bologna e CEBORA. Le competenze
scientifiche di un gruppo di ricerca universitario unite all’impegno dell’azienda
nella fase di realizzazione e sperimentazione hanno portato alla creazione di un
prototipo di nuova generazione per il
taglio di materiali metallici con miscele
di gas. Il progetto della CP 250 G si è in
parte basato sui risultati ottenuti dalla
simulazione delle caratteristiche della
scarica di plasma effettuata con un
codice termofluidodinamico ed elettromagnetico 3D su un cluster per il calcolo
Sulla base di prospettive favorevoli per
lo sviluppo futuro della tecnologia della
saldatura in Europa, Medio-Oriente e
Asia, il Gruppo Air Liquide Welding ha
deciso di investire ulteriormente nei siti
di produzione di Cittadella (Italia) e
Eisenberg (Germania).
Oggi, la tecnologia della saldatura è
fortemente trainata dai mercati energetici che impiegano un gran numero di
strutture metalliche saldate: impianti di
trivellazione e piattaforme petrolifere
nelle attività on-shore e offshore, oleodotti e gasdotti, reattori e colonne nella
raffinazione del petrolio e negli impianti
nucleari, scambiatori di calore nella
produzione di energia, turbine idrauliche o eoliche…
Queste strutture sono generalmente soggette a condizioni di funzionamento
estreme (corrosione marina, rischi climatici, alte pressioni e temperature…) e
la costruzione di tutte queste strutture richiede prodotti di consumo per la saldatura di alta qualità.
Dalla metà del 2007, la capacità produttiva dello stabilimento dei fili
animati di Cittadella è stata incrementata del 20%. Ad Eisenberg, a partire da
Gennaio 2008, il sito di produzione di
flussi per la saldatura ad arco sommerso aumenterà la propria capacità di
produzione del 65%; l’ammontare complessivo di questi investimenti è di circa
5 milioni di euro.
Jean-Claude Buono, Vice-Direttore Generale Senior del gruppo Air Liquide e
Presidente di Air Liquide Welding, ha dichiarato: “Questi investimenti ci consentiranno di servire meglio i nostri
clienti, soprattutto nei mercati energetici
in rapida crescita e sempre più esigenti.
Grazie a questi incrementi della nostra
capacità produttiva, Air Liquide Welding
migliorerà ulteriormente e in modo significativo i suoi risultati”.
FRO - Air Liquide Welding S.r.l.
Via Torricelli, 15/a - 37135 Verona
Tel. 045 8291511 - Fax 045 8291500
www.airliquide.it
ESAB ha partecipato alle Giornate
Nazionali di Saldatura
Genova, Area del porto antico - Magazzini del Cotone, 25-26 Ottobre 2007
Bilancio sicuramente positivo riguardo
la partecipazione in qualità di sponsor
di ESAB Saldatura S.p.A. alla 4° edizione delle “Giornate Nazionali di Saldatura”, organizzate dall’Istituto Italiano della Saldatura.
ESAB ha contribuito alla manifestazione anche con i seguenti interventi di
carattere scientifico-tecnologico nell’ambito dei numerosi workshop proposti:
• “Sviluppi della tecnologia SAW
Tandem Twin”, tenuto da Francesco
Vago e Anders Eriksson.
• “Applicazione industriale per la nastratura ad alto rendimento con
acciai austenitici ad alto tenore di
Dalle Aziende
molibdeno”, relazionato dall’Ing.
Luca Fossati con i correlatori
Adriano Volti e Gabriele Gallazzi.
Per quanto riguarda gli incontri
tecnico-commerciali, Andrea Palermo
ha presentato le “Nuove tecnologie
ESAB per saldatura e scriccatura - SuperPulse™, Q-Set™, Q-Wave™, Scriccatura Plasma”.
ESAB Saldatura S.p.A.
Via Mattei, 24 - 20010 Mesero (MI)
Tel. 02 979681 - Fax 02 97289300
www.esab.it
Premio Henry Ford Technology
Award per giunzione senza spruzzi
e saldatura al laser con filo caldo Un importante riconoscimento per
gli utenti della tecnologia Fronius
Uno degli ambiti premi Henry Ford
Technology Awards (HFTA) di quest'anno è stato consegnato la sera del 18
Ottobre da Jim Tetreault, Vicepresidente
di Ford Motors Company, a un team di
ingegneri dello stabilimento di Colonia,
i quali hanno ricevuto questo importante
riconoscimento a Detroit per gli straordinari e innovativi risultati raggiunti.
Coadiuvati dagli esperti di saldatura di
Fronius, l'azienda sviluppatrice del processo CMT (Cold Metal Transfer),
hanno elaborato la soluzione ideale per
realizzare giunzioni saldate sulla struttura di base della carrozzeria della Ford
Mondeo, integrando con esito positivo
questa procedura nella linea di produzione automatizzata.
Un altro risultato che è valso il premio
HFTA è stato il lavoro svolto da un team
del Centro di sviluppo John Andrews
a Colonia-Merkenich, sempre nell'ambito dell'applicazione intelligente
dei sistemi di giunzione Fronius.
Fin dalla sua introduzione sul mercato
nel 2005, la nuova
tecnologia di giunzione digitale offre
ai costruttori di automobili e agli altri
esperti del settore
della lavorazione
dei metalli opportunità straordinarie. CMT è garanzia di
una giunzione più rapida e soprattutto
praticamente senza spruzzi, caratterizzata da un minore apporto di calore rispetto ai processi ad arco voltaico tradizionali e risultati qualitativamente
elevati.
Hans-Jürgen Lauer e i membri del team
di Colonia hanno riconosciuto le potenzialità della procedura a comando digitale e insieme ai loro partner per i
sistemi di saldatura della cittadina austriaca di Wels hanno trasformato le loro
idee in realtà, realizzando, grazie al processo CMT “più freddo” e rispettoso dei
materiali, una giunzione stabile in modo
totalmente nuovo. Ora questi professionisti provvedono alla giunzione delle
traverse del tetto alla fiancata della Ford
Mondeo mediante giunti saldati.
La giuria ha voluto premiare anche il
lavoro del team di ingegneri di Jürgen
Hover. Gli sviluppatori hanno ricevuto il
premio HFTA per essere stati i primi a
implementare e applicare con esito positivo la saldatura al laser con filo caldo
alla canalina del tetto della nuova
Mondeo, avvalendosi anche loro dei
sistemi Fronius e della collaborazione
dei partner di Wels.
Ogni anno una commissione composta
da 64 membri assegna il premio HFTA
ai collaboratori di Ford Company che
con i loro risultati all'avanguardia apportano uno straordinario contribuito
all’affermazione di Ford quale leader
tecnologico. Ai vincitori del premio va
quindi lo speciale riconoscimento per il
coraggio di innovare e l’eccellenza professionale. È dal 1981 che gli straordinari innovatori di Ford, gruppo attivo a
livello mondiale, ricevono questa scultura in acciaio che con la sua simbolica
fiamma porta l’ideale olimpico nella
tecnologia nel settore automobilistico.
FRONIUS
Via Monte Pasubio, 137 - 36010 Zanè (VI)
Tel. 0445 804444 - Fax 0445 804400
www.fronius.com
“Saldatura di alta qualità? Helistar
GV”: Rivoira presenta una nuova
miscela per i processi di saldatura
Attiva da oltre 85 anni ed al servizio di
numerosi clienti per la lavorazione dei
metalli, Rivoira, una delle prime aziende
in Italia ad operare nel settore dei gas
industriali, ha partecipato alla quarta
edizione delle Giornate Nazionali di
Saldatura, in qualità di sponsor e di relatore.
Le Giornate Nazionali di Saldatura è
una due giorni, organizzata dall’Istituto
Italiano della Saldatura e dedicata al
mondo della fabbricazione dei prodotti
saldati. Per la sua quarta edizione è
stata riproposta la location del Porto
Antico di Genova; più precisamente la
manifestazione si è svolta nelle giornate
del 25 e 26 Ottobre 2007 presso i Magazzini del Cotone.
Una due giorni intensissima che ha visto
l’alternarsi di Workshop, Tavole rotonde,
Corsi ed Incontri tecnico-commerciali.
Rivoira, sponsor della manifestazione,
era presente con uno stand espositivo e
ha presenziato ad un incontro tecnico di
presentazione di una nuova miscela da
utilizzare nell’ambito della saldatura.
Si chiama HELISTAR GV, la nuova
miscela di elio e argon che consente di
migliorare il processo di saldatura delle
lamiere zincate. Nel corso della sua presentazione, Carmen Giuliano ha illustrato i punti di forza della miscela di
gas Rivoira che consente di superare i
principali problemi generati dai processi di saldatura tradizionali, quali la
formazione di porosità, la presenza eccessiva di spruzzi e fumi e la mancanza
di protezione dello strato di galvanizzazione sul cordone di saldatura.
In particolare, HELISTAR GV consente:
• una saldatura più veloce del 25-30%;
• una saldatura più semplice;
• una riduzione del 15-20% dell’energia termica sul pezzo;
• un’ottima regolarità dei cordoni di
saldatura;
Dalle Aziende
rovescio della saldatura.
Al termine della presentazione sono
state rivolte diverse
domande ai relatori
Rivoira, riguardo
alla presenza sul
mercato dell’HELISTAR e alle sue applicazioni.
I partecipanti hanno
potuto anche vedere
e toccare con mano
alcuni esempi di saldatura effettuati con
la nuova miscela.
• la creazione di superfici prive di
ossidi;
• l’eliminazione delle incisioni marginali;
• la riduzione del 40% della formazione di inclusioni gassose.
Alcuni esperimenti condotti hanno dimostrato la superiorità della miscela,
consigliata soprattutto per l’utilizzo con
trasferimento spray arco pulsato. Con
l’aggiunta di elio alla normale miscela
Ar/CO 2 , Rivoira ha cercato un buon
compromesso in termini di conduttività
termica e contenuto termico dell’atmosfera dell’arco.
L’elio, essendo più volatile, combinandosi con i vapori di zinco, evapora molto
velocemente dal centro del giunto, lasciandolo quasi privo di difetti.
Anche se lo zinco evapora, lo strato superficiale del cordone presenta una
sorta di passivazione che dovrebbe proteggere il giunto dalla ossidazione e,
dunque, dalla corrosione degli agenti atmosferici.
Antonio Falanga ha approfondito la
questione, sottolineando come la
miscela HELISTAR sperimentata da
Rivoira è in grado di risolvere i problemi
legati al danneggiamento del materiale
di partenza. Alcuni esperimenti condotti
presso i laboratori Rivoira hanno dimostrato come la miscela consenta una riduzione dei costi e la creazione di un
cordone più sottile rispetto ai processi di
saldatura tradizionali. In particolare
sono stati condotti dei test nel settore
automotive, dove la saldatura a zinco
viene spesso utilizzata.
A parità di tenuta meccanica si è riscontrata una porosità minore e un migliore
risultato anche per quanto riguarda il
RIVOIRA Customer Car
Via Cardinal Massaia, 75/l - 10147 Torino
Tel. 199 133133 - Fax 800 849428
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Alimentatore traina-filo PortaFeed
Thermal Arc per saldatura
MIG/MAG
Thermadyne è una holding proprietaria
di diversi marchi operanti nel settore
della saldatura e del taglio, tra i quali
Thermal Arc, azienda leader negli Stati
Uniti nel settore delle apparecchiature
per saldatura Stick-MIG-TIG.
La gamma di prodotti Thermal Arc comprende una serie di alimentatori trainafilo per saldatura MIG/MAG, che
coprono tutte le applicazioni industriali.
PortaFeed VS212 è un alimentatore
traina-filo portatile, adatto alle applicazioni di saldatura dove sono richieste
maneggevolezza, robustezza, possibilità
di operare in condizioni di lavoro anche
disagiate e all’aperto, quali cantieri
navali e montaggi di carpenteria.
PortaFeed VS212 è realizzato in materiale plastico rinforzato da fibre di vetro,
praticamente indistruttibile, esente da
problemi di ossidazione e perfettamente
isolato.
È dotato di una robusta maniglia per
il trasporto e di un gancio di sospensione.
Può operare con fili pieni e animati, da
0,6 mm fino a 2 mm di diametro, con una
corrente di saldatura massima di 425 A
con ciclo di lavoro al 60%.
La connessione torcia si effettua tramite
una serie di cartucce intercambiabili
brevettate, tali cartucce, senza l’utilizzo
di ulteriori adattatori, accettano tutte le
connessioni torcia standard proposte sul
mercato mondiale.
Il display digitale di grande formato e
ad alta luminosità, conserva una buona
leggibilità anche in piena luce, e fornisce dati su tensione, corrente, velocità
del filo e memorizzazione del tempo
d’arco acceso.
Il meccanismo traina-filo è facilmente
accessibile, e la sostituzione dei rulli di
traino per i diversi diametri di filo si effettua senza l’utilizzo di speciali attrezzi.
Un comparto interno permette di avere
sempre a portata di mano le parti di ricambio di uso più ricorrente quali rulli
di traino, ugelli, boccole di contatto
della torcia, ecc.
Le funzioni Inch&purge permettono
di spurgare le tubazioni del gas e di
fare scorrere il filo per predisporre l’impianto ad essere immediatamente operativo.
THERMADYNE ITALIA S.r.l.
Via Bolsena, 7
20098 San Giuliano Milanese (MI)
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GENESIS 2700 TLH di SELCO
Genesis 2700 TLH di Selco è un generatore in tecnologia inverter dedicato alla
saldatura TIG, sia HF che LIFT, di alta
precisione e professionalità. Grazie al
dispositivo di innesco HF, l’arco di saldatura viene instaurato senza la necessità di un contatto tra elettrodo e materiale di lavorazione, evitando così
indesiderate intrusioni.
Dalle Aziende
TLH attraverso il CAN bus e costantemente monitorata in temperatura e velocità di rotazione da un’unità a microprocessore posta direttamente a bordo della
stessa.
SELCO s.r.l.
Via Palladio, 19
35019 Onara di Tombolo (PD)
Tel. 049 9413111 - Fax 049 9413311
www.selcoweld.com
Centricut presenta nuovi
consumabili per generatori
Kjellberg serie HiFocus
Genesis 2700 TLH presenta un assorbimento ad elevato fattore di potenza e
quindi a basso impatto sulla rete. L’assorbimento di corrente a basso contenuto armonico permette di utilizzare totalmente la potenza d’impianto
installata e quindi di avere un notevole
risparmio energetico.
Genesis 2700 TLH, grazie al suo stadio
preregolatore ad adattamento automatico, può essere connesso ad una tensione di alimentazione trifase compresa
tra i 180 e i 440 volt senza perdita
alcuna di prestazioni e funzionalità.
Anche questo generatore, come Genesis
1700-2200 AC/DC, si avvale della
nuova comunicazione digitale CAN Bus
di Selco, che semplifica la programmazione e la gestione delle macchine, mantenendo in continua interazione i diversi
dispositivi connessi al sistema.
Genesis 2700 TLH è abbinabile alla
nuova unità di raffreddamento WU 1000
dotata di una potente pompa rotazionale
capace di ottime prestazioni con bassissima rumorosità. L’unità WU 1000 è totalmente controllata dal Genesis 2700
Centricut ® , marchio Hypertherm, ha
presentato una serie di nuovi consumabili per generatori Kjellberg® HiFocus®
e più precisamente per il modello 100 e
per il 160i. L’entrata sul mercato di
questi nuovi consumabili va a vantaggio
degli utilizzatori di generatori HiFocus
100 o 160i, poiché esiste ora la possibilità di valutare un’alternativa al
momento del riordino dei consumabili
per i loro impianti plasma.
Sei nuovi consumabili in tutto - comprendenti un diffusore gas, una boccola di
tenuta ed una di protezione - si aggiungono agli altri consumabili HiFocus presentati da Centricut negli ultimi due anni.
Nell’ambito del completamento dell’offerta dei consumabili già presentati, è
stato introdotto inoltre un elettrodo
HiFocus che incorpora la tecnologia
Centricut SilverLine®. La tecnologia SilverLine prevede la saldatura di una punta
di argento massiccio su un elettrodo di
rame e la presenza di un inserto di afnio
su tale punta di argento. Questa struttura
crea un forte legame che consente di raggiungere una maggiore profondità di
cratere nell’afnio in modo quindi di prolungare la vita utile dell’elettrodo stesso.
I costi e le prestazioni sono ottimizzati
poiché l’argento viene usato solo dove
offre effettivamente dei benefici.
A seguito di prove esaustive è emerso
che la tecnologia Centricut fornisce prestazioni pari o superiori a quelle offerte
dall’OEM, con costi globali di gestione
inferiori.
“L’introduzione di questi sei nuovi consumabili contribuisce in modo significativo a completare la nostra attuale
offerta di consumabili HiFocus,” ha dichiarato Dean Lizotte, team leader di
Centricut, marchio Hypertherm. “Il risultato finale è che gli utenti dei sistemi
HiFocus oggi hanno un’offerta di prodotto completa, garantita dal marchio
Centricut”.
Tutti i prodotti Centricut sono progettati
e prodotti nel rispetto di precisi standard
che aiutano gli utilizzatori a realizzare
tagli di migliore qualità con velocità più
elevate. Essi comprendono un supporto
tecnico gratuito e vengono consegnati
entro la giornata.
Dal 1968, Hypertherm è leader nella
produzione di sistemi di taglio plasma
dei metalli e nella fornitura dei servizi
correlati. Grazie al continuo sviluppo di
prodotti innovativi per l’aumento della
produttività e della precisione di taglio prima di sistemi plasma, ora anche di
sistemi laser - Hypertherm conferma ed
amplia la sua posizione di leader mondiale nella fornitura di tecnologie avanzate per il taglio dei metalli ad alta temperatura. Hypertherm copre un'ampia
gamma di esigenze di taglio industriale
dei metalli dalla sua sede centrale di
Hanover, New Hampshire, ed ha filiali,
uffici commerciali e partner in tutto il
mondo.
HYPERTHERM Europe B.V.
Vaartveld, 9
4704 SE Roosendaal (Olanda)
Tel. +31 165 596932
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Steen, W. M., Heidelberg (Germania)
2005, 155x235 mm, 408 pagine, ISBN
978-1-85233-698-1, € 46,95
In questo volume, terza edizione aggiornata ed ampiamente rielaborata,
l’autore, specialista esperto nel settore
della tecnologia laser, presenta le più innovative applicazioni industriali e gli
sviluppi più recenti riguardanti i trattamenti superficiali ed il controllo dei processi.
In dettaglio gli argomenti trattati comprendono: i diversi tipi di laser e le applicazioni generali; i principi ottici; il
taglio; la saldatura; la teoria del flusso
termico; i trattamenti superficiali; la realizzazione rapida di prototipi; i principi
dell’automazione, del controllo e del
monitoraggio durante i processi ed
infine, la salute e la sicurezza.
Di particolare interesse scientifico, un
intero capitolo è dedicato alla realizzazione rapida di prototipi nei processi
laser; strumento tecnologicamente
avanzato, la cui utilizzazione nell’industria delle costruzioni permette un notevole risparmio di tempo, di costi ed
un interessante miglioramento della
qualità.
Questo volume si può considerare fondamentalmente un testo didattico, consigliato per l’insegnamento in corsi spe-
cializzati a qualsiasi livello, dedicati allo
studio dei processi laser e delle loro applicazioni in sistemi industriali avanzati.
Il testo, fonte autorevole di informazioni, rappresenta quanto di più recente
ed aggiornato esista, nell’attuale letteratura tecnica, in un settore in così rapida e
costante evoluzione come quello delle
tecnologie laser.
Springer-Verlag GmbH Tiergartenstrasse 17,
69121 Heildelberg (Germania).
Telefax +49 6221 4878366
http://www.springer.com
NACE Corrosion engineer’s
Reference book, third edition
Baboian R., Houston (TX-USA) 2002,
125x260 mm, 448 pagine, ISBN
1-57590-127-7, $ 104,00 (€ 70,06)
La terza edizione, completamente rielaborata ed aggiornata, di questo autorevole manuale sulla corrosione, edito
dalla NACE, è stata notevolmente ampliata, introducendo in particolare numerosi nuovi dati riguardanti: i rivestimenti
protettivi, le proprietà elettrochimiche
dei materiali, la protezione catodica, le
prove di corrosione, i processi di corrosione nell’industria petrolchimica ed i
materiali ferrosi e non ferrosi.
Il volume raccoglie interessanti tabelle
di conversione e grafici riguardanti le
proprietà fisiche, chimiche e meccaniche dei materiali.
Contiene inoltre tabelle di conversione
su alcune grandezze fisiche, sul calcolo
della velocità di corrosione e sui criteri
di fabbricazione dei materiali.
Il testo include anche un ampio elenco di
norme sulla corrosione NACE e ASTM
ed altre, presenta infine utili dati di corrosione sull’analisi dei metalli, sui
metodi di prova, sui trattamenti termici e
sulla ricottura.
Può essere un indispensabile manuale di
consultazione per la scelta dei metodi
per le prove di corrosione e dei processi
di saldatura e di giunzione.
NACE International, 1440 South Creek
Drive, Houston, Texas 77084-4906 (USA).
Telefax +1 281 2286300
http://www.nace.org
Codici e Norme
Norme nazionali
Italia
UNI EN 287-1 - Prove di qualificazione
dei saldatori - Saldatura per fusione Parte 1: Acciai (2007).
UNI EN 1256 - Apparecchiature per saldatura a gas - Specifiche per i giunti tra
tubi flessibili e portagomma per apparecchiature di saldatura, taglio e procedimenti connessi (2007).
Notiziario
UNI EN ISO 5172 - Apparecchiature
per saldatura a gas - Cannelli per saldatura a gas, riscaldo e taglio - Requisiti e
prove (2007).
UNI EN ISO 9445 - Nastri, bandelle,
nastri larghi e lamiere di acciaio inossidabile laminati a freddo in continuo Tolleranze sulle dimensioni e sulla
forma (2007).
UNI EN ISO 9453 - Leghe per brasatura
dolce - Composizione chimica e forme
(2007).
UNI EN ISO 9455-17 - Flussi per brasatura dolce - Metodi di prova - Parte 17:
Prova di resistenza dell'isolamento superficiale e prova di migrazione elettrochimica dei residui di flusso (2007).
UNI 9737 - Classificazione e qualificazione dei saldatori di materie plastiche Saldatori con i procedimenti ad elementi
termici per contatto con attrezzatura
meccanica e a elettrofusione di tubi e
raccordi in polietilene per il convogliamento di gas combustibili, di acqua e di
altri fluidi in pressione (2007).
UNI 11242 - Saldatura delle materie plastiche - Giunzione mediante incollaggio
di tubi, raccordi e valvole in PVC-U,
PVC-C e ABS per il convogliamento di
fluidi in pressione o non in pressione
(2007).
UNI 11243 - Rete elettrosaldata antifessurazione (2007).
UNI 11245 - Alluminio e leghe di alluminio - Guida alla selezione delle leghe
di alluminio in funzione della loro attitudine ai trattamenti superficiali (2007).
UNI 11250-1 - Prove non distruttive Metodo magneto- induttivo - Parte 1:
Principi generali (2007).
Apparecchiature (2007).
Terminologia (2007).
UNI EN 1330-11 - Prove non distruttive
- Terminologia - Parte 11: Termini utilizzati nella diffrazione a raggi X dai materiali policristallini e amorfi (2007).
UNI EN 12517-1 - Controllo non distruttivo delle saldature - Parte 1: Valutazione mediante radiografia dei giunti
saldati di acciaio, nichel, titanio e loro
leghe - Livelli di accettazione (2007).
UNI EN 13067 - Personale per la saldatura di materie plastiche - Prova di qualificazione dei saldatori - Assiemi saldati
di materiale termoplastico (2007).
UNI EN ISO 14323 - Saldatura a resistenza a punti e a rilievi - Prove distruttive sulle saldature - Dimensioni del
provino e procedura per le prove per urto
di taglio e di trazione su provino in croce
(2007).
UNI EN ISO 14343 - Materiali di
apporto per saldatura - Fili e nastri elettrodi, fili e bacchette per la saldatura per
fusione di acciai inossidabili e di acciai
resistenti ad alta temperatura - Classificazione (2007).
UNI EN ISO 14344 - Saldatura e processi connessi - Processi di saldatura
elettrica sotto protezione di gas e di
flusso - Guida all'approvvigionamento
di materiali di consumo (2007).
UNI EN ISO 14555 - Saldatura ad arco
di prigionieri di materiali metallici
(2007).
UNI EN 14587-1 - Applicazioni ferroviarie - Binario - Saldatura a scintillio
delle rotaie - Parte 1: Rotaie di acciaio
nuove R220, R260, R260Mn e R350HT
in una istallazione fissa (2007).
UNI EN 14717 - Saldatura e processi
connessi - Lista di controllo per gli
aspetti ambientali (2007).
UNI EN ISO 14731 - Coordinamento
delle attività di saldatura - Compiti e responsabilità (2007).
UNI EN ISO 15011-4 - Salute e sicurezza nella saldatura e nelle tecniche
affini - Metodo di laboratorio per il campionamento di fumi e gas - Parte 4:
Schede di raccolta dati sui fumi (2007).
UNI CEN ISO/TS 15011-5 - Salute e
sicurezza nella saldatura e nelle tecniche
affini - Metodo di laboratorio per il campionamento di fumi e gas - Parte 5: Identificazione dei prodotti di degradazione
termica generati a seguito di saldatura o
taglio di prodotti totalmente o parzialmente costituiti da materiali organici
(2007).
UNI EN ISO 15614-6 - Specificazione e
qualificazione delle procedure di saldatura per materiali metallici - Prove di
qualificazione della procedura di saldatura - Parte 6: Saldatura ad arco e a gas
del rame e di sue leghe (2007).
apporto per saldatura - Fili elettrodi, fili,
bacchette e depositi per la saldatura ad
arco in gas protettivo di acciai ad alta resistenza - Classificazione (2007).
apporto per saldatura - Fili elettrodi
animati tubolari e bacchette per la saldatura ad arco con o senza gas protettivo di
acciai inossidabili e di acciai resistenti
ad alta temperatura - Classificazione
(2007).
animati tubolari per la saldatura ad arco
in gas protettivo di acciai resistenti allo
scorrimento viscoso - Classificazione
(2007).
UNI EN ISO 17660-1 - Saldatura degli
acciai d'armatura - Parte 1: Giunti saldati
destinati alla trasmissione del carico
(2007).
UNI EN ISO 17660-2 - Saldatura degli
acciai d'armatura - Parte 2: Giunti saldati
non destinati alla trasmissione del carico
(2007).
animati tubolari per la saldatura ad arco
con o senza gas protettivo di acciai ad
alta resistenza - Classificazione (2007).
UNI EN ISO 18594 - Saldatura a resistenza a punti, a rilievi e a rulli - Metodo
per determinare la resistenza di transizione sull'alluminio e sull'acciaio
(2007).
UNI EN ISO 22825 - Controllo non distruttivo delle saldature - Controllo mediante ultrasuoni - Controllo di saldature
di acciaio austenitico e di leghe a base
nichel (2007).
UNI EN ISO 22827-1 - Prove di accettazione per le macchine di saldatura a
fascio laser Nd:YAG - Macchine con trasporto del fascio in fibra ottica - Parte 1:
Insieme dei componenti laser (2007).
Notiziario
UNI EN ISO 22827-2 - Prove di accettazione per le macchine di saldatura a
fascio laser Nd:YAG - Macchine con trasporto del fascio in fibra ottica - Parte 2:
Meccanismo di posizionamento (2007).
AWS D14.3/D14.3M - Specification for
welding earthmoving, construction, and
agricultural equipment (2007).
Norme internazionali
AWS D1.1/D1.1M - Structural welding
code-steel (2008).
ISO/TTA 5 - Code of practice for
creep/fatigue testing of cracked components (2007).
UNI EN ISO 24034 - Materiali d'apporto per saldatura - Fili pieni e bacchette per la saldatura per fusione di
titanio e leghe di titanio - Classificazione
(2007).
Norme europee
USA
EN 560 - Gas welding equipment - Hose
connections for equipment for welding,
cutting and allied processes (2007).
API 5L - Specification for line pipe
(2007).
API 14H - Recommended practice for
installation, maintenance and repair of
surface safety valves and underwater
safety valves offshore (2007).
API 560 - Fired heaters for general refinery service (2007).
API 671 - Special purpose couplings for
petroleum, chemical and gas industry
services (2007).
AWS C3.4M - Specification for torch
brazing (2007).
ISO
ISO 11611 - Protective clothing for use
in welding and allied processes (2007).
EN
EN ISO 11611 - Protective clothing for
use in welding and allied processes
(2007).
EN 15495 - Non destructive testing Acoustic emission - Examination of
metallic pressure equipment during
proof testing - Zone location of AE
sources (2007).
EN ISO 21952 - Welding consumables Wire electrodes, wires, rods and deposits
for gas-shielded arc welding of creep-resisting steel - Classification (2007).
ISO 14113 - Gas welding equipment Rubber and plastics hose and hose assemblies for use with industrial gases up
to 450 bar (45 MPa) (2007).
ISO/TS 22809:2 - Non-destructive
testing - Discontinuities in specimens for
use in qualification examinations (2007).
ISO 21952 - Welding consumables Wire electrodes, wires, rods and deposits
for gas-shielded arc welding of creep-resisting steels - Classification (2007).
ISO 24497-3 - Non-destructive testing Metal magnetic memory - Part 3: Inspection of welded joints (2007).
ISO 24598 - Welding consumables Solid wire electrodes, tubular cored electrodes and electrode/flux combinations
for submerged arc welding of creep-resisting steels - Classification (2007).
Corsi IIS
Luogo
Legnano (MI)
Data
21-24/1/2008
Titolo
Corso teorico-pratico di saldatura di tubi e/o raccordi di PE per
il convogliamento di gas, acqua ed altri fluidi (UNI 9737)
Ore
--
Genova
21-25/1/2008
18-22/2/2008
Corso per International Welding Engineer - Parte I
Genova
21-25/1/2008
18-22/2/2008
Corso per International Welding Technologist - Parte I
Genova
24-25/1 e
30/1-1/2/2008
Corso teorico di specializzazione sull’incollaggio (adhesive
bonding)
40
Genova
28/1-1/2/2008
Corso celere di saldatura
32
Corso per International Welding Technologist – Parte III - Fabbricazione
80
Mogliano Veneto
(TV)
28/1-1/2 e
4-8/2/2008
Organizzatore
Istituto Italiano della Saldatura - Divisione FOR
Lungobisagno Istria, 15 - 16141 Genova
Tel. 010 8341371 - Fax 010 8367780 - [email protected]
80
80
Notiziario
Corsi IIS (segue)
Luogo
Data
Titolo
Ore
Messina
4-7/2/2008
--
Genova
11-14/2/2008
--
Genova
28-29/2 e
5-7/3/2008
Corso teorico-pratico per operatori sull’incollaggio (European
Adhesive Bonder)
40
Genova
Marzo-Giugno
2008
Corso per International Welding Engineer – Parti I e II – Corso
di Specializzazione
140
Legnano (MI)
Marzo-Giugno
2008
di Specializzazione
140
Mogliano Veneto
(TV)
Marzo-Giugno
2008
di Specializzazione
140
Genova
Marzo-Giugno
2008
Corso per International Welding Technologist – Parti I e II –
Corso di Specializzazione
140
Legnano (MI)
Marzo-Giugno
2008
140
Mogliano Veneto
(TV)
Marzo-Giugno
2008
140
Mogliano Veneto
(TV)
3-6/3/2008
--
Roma
3-6/3/2008
--
Legnano (MI)
3-6/3/2008
--
Genova
10-13/3/2008
--
Legnano (MI)
10-14/3/2008
Corso celere di saldatura
32
Genova
17-18/3/2008
Corso teorico-pratico di incollaggio di tubi e/o raccordi di PVCC, PVC-U o di ABS per la qualificazione UNI 11242
16
Genova
17-21/3/2008
Corso per International Welding Engineer - Parte II
60
Genova
17-21/3/2008
Corso per International Welding Technologist - Parte II
60
Corsi di qualificazione per personale addetto alle PND di livello 1, 2 e 3
Esame visivo (VT)
Priolo (SR)
15-16/1/2008
Modulo di Base per livello 2 UNI EN 473/ISO 9712
16
Genova
21-22/1/2008
Modulo Specifico saldatura per livello 2 UNI EN 473/ISO 9712
12
Genova
30-31/1/2008
Modulo Specifico corrosione e verniciatura per livello 2 UNI EN
473/ISO 9712
12
Mogliano
Veneto (TV)
5-6/2/2008
16
Mogliano
Veneto (TV)
12/2/2008
Modulo di Metodo per livello 2 UNI EN 473/ISO 9712
8
Legnano (MI)
12-13/2/2008
16
Mogliano
Veneto (TV)
13-14/2/2008
12
Organizzatore
Notiziario
Corsi di qualificazione (segue)
Esame visivo (VT)
Priolo (SR)
19/2/2008
Priolo (SR)
20-21/2/2008
Legnano (MI)
4/3/2008
8
12
8
Genova
4-5/3/2008
Modulo Specifico microscopia, esami metallografici per livello 2
UNI EN 473/ISO 9712
12
Legnano (MI)
5-6/3/2008
12
Genova
6-7/3/2008
Modulo Specifico impianti petrolchimici e strutture per livello 2
UNI EN 473/ISO 9712
12
Genova
11-12/3/2008
16
Genova
13/3/2008
8
Modulo Specifico corrosione e verniciatura per livello 2 UNI EN
473/ISO 9712
12
Priolo (SR)
26-27/3/2008
Esame radiografico (RT)
Priolo (SR)
15-16/1/2008
16
Genova
22-24/1/2008
24
Mogliano
Veneto (TV)
5-6/2/2008
16
Genova
5-8/2/2008
Modulo Specifico operatore tecniche convenzionali per livello 2
UNI EN 473/ISO 9712
32
Legnano (MI)
12-13/2/2008
16
Genova
11-12/3/2008
16
Legnano (MI)
18-20/3/2008
24
Mogliano
Veneto (TV)
26-28/3/2008
24
Esame ultrasonoro (UT)
Priolo (SR)
15-16/1/2008
16
Genova
29-31/1/2008
24
5-6/2/2008
16
Legnano (MI)
12-13/2/2008
16
Genova
19-22/2/2008
Modulo Specifico operatore tecniche convenzionali per livello 2
UNI EN 473/ISO 9712
32
Genova
11-12/3/2008
16
Mogliano
Veneto (TV)
Notiziario
Corsi di Qualificazione, ecc. (segue)
Esame con particelle magnetiche (MT)
Priolo (SR)
15-16/1/2008
16
Genova
17-18/1/2008
16
Priolo (SR)
17-18/1/2008
16
Mogliano
Veneto (TV)
5-6/2/2008
16
Legnano (MI)
12-13/2/2008
16
Legnano (MI)
14-15/2/2008
16
Mogliano
Veneto (TV)
19-20/2/2008
16
Genova
11-12/3/2008
16
Genova
20-21/3/2008
16
Esame con liquidi penetranti (PT)
Priolo (SR)
15-16/1/2008
16
Genova
15-16/1/2008
16
Priolo (SR)
29-30/1/2008
16
Mogliano
Veneto (TV)
5-6/2/2008
16
Mogliano
Veneto (TV)
7-8/2/2008
16
Legnano (MI)
12-13/2/2008
16
Legnano (MI)
21-22/2/2008
16
Genova
11-12/3/2008
16
Genova
18-19/3/2008
16
Corsi di altre Società
Luogo
Data
Titolo
Organizzatore
Milano
Roma
14-16/1/2008
22-24/1/2008
Auditor ambientale interno
Centro Formazione UNI (Milano)
Tel. 02 70024464; fax 02 70024474
[email protected]
Centro Formazione UNI (Roma)
Tel. 06 69923074; fax 06 6991604
[email protected]
Roma
14-18/1/2008
Auditor/responsabili gruppo di audit di sistemi di
gestione per la qualità.
Corso ANGQ qualificato CEPAS con il n° 4 di registrazione
Tel. 06 69923074; fax 06 6991604
[email protected]
Roma
21/1/2008
Comunicazione e risk management nei sistemi di
gestione ambientale
Tel. 06 69923074; fax 06 6991604
[email protected]
Roma
Milano
23/1/2008
13/2/2008
Validazione dei metodi di prova e delle procedure
di taratura
ANGQ (Roma)
Tel. 06 5915028; fax 06 5914834
[email protected]
Notiziario
Corsi di altre Società, ecc. (segue)
Luogo
Data
Milano
23-25/1/2008
Roma
Milano
Titolo
Organizzatore
Auditor/responsabili gruppo di audit interni di
SGQ nei laboratori di prova
ANGQ (Roma)
Tel. 06 5915028; fax 06 5914834
[email protected]
24/1/2008
14/2/2008
Corso pratico sull’incertezza di misura nelle prove
chimiche
ANGQ (Roma)
Tel. 06 5915028; fax 06 5914834
[email protected]
Torino
28-29/1/2008
Taratura e incertezza di misura (misure chimiche
ed elettrochimiche)
ANGQ (Roma)
Tel. 06 5915028; fax 06 5914834
[email protected]
Milano
5-6/3/2008
La qualità nei laboratori di analisi. Convalida dei
metodi di prova.
Tarature e riferibilità delle misure. Addestramento
dell'operatore.
UNICHIM (Milano)
Tel. 02 76004450; fax 02 76014176
[email protected]
Mostre e Convegni
Luogo
Sharjah
(Emirati Arabi Uniti)
Data
21-23/1/2008
Titolo
Organizzatore
Steel Tech Middle East - The trade show for
Middle East's steel manufacturing sector
MESTEEL (Dubai - UAE)
Tel. +971 4 8873003; fax: +971 4 8873002
[email protected]
Pordenone
6-9/2/2008
Samumetal - Salone macchine utensili per la lavorazione dei metalli
Pordenone Fiere (Pordenone)
Tel. 0434 232111; fax 0434 570415
[email protected]
Pordenone
6-9/2/2008
SASME - 7° Salone della subfornitura metalmeccanica
Pordenone Fiere (Pordenone)
Tel. 0434 232111; fax 0434 570415
[email protected]
Marina di Carrara
(MS)
7-9/2/2008
SEATEC - 6a Rassegna internazionale di tecnologie e subfornitura per la cantieristica navale e da
diporto
CarraraFiere (Marina di Carrara - MS)
Tel. 0585 787963; fax 0585 787602
[email protected]
Istanbul
(Turchia)
7-10/2/2008
WIN World of Machines - Machinery, welding,
surface treatment, materials handling
Deutsche Messe (Hannover - D)
Tel. +49 511 890; fax +49 511 8932626
Bari
21-24/2/2008
BI.MU Mediterranea - Macchine utensili, robot,
automazione
CEU - Centro Esposizioni Ucimu (Cinisello Balsamo -MI)
Tel. 02 262551; fax 02 26255214
[email protected]
Mumbai
(India)
22-24/2/2008
Aluminium India 2008 - International Trade Show
& Conference
Reed Exhibitions India (Gurgaon - IND)
Tel. +91 124 4270305; fax +91 124 4109055
[email protected]
Orlando
(Florida - USA)
3-4/3/2008
16th Annual International Conference “ISO 9000”
International Conference “ISO 9000” (Pittsburgh, PA - USA)
Tel. + 1 412 7823383; fax +1 412 7823384
[email protected]
Bilbao
(Spagna)
3-8/3/2008
BIEMH - Spanish Machine Tool Biennial
BEC & AFM (Bilbao - E)
Tel. +34 94 4040091; fax +34 94 4040001
[email protected]
Nürnberg
(Germania)
11-13/3/2008
Euroguss - International Trade Fair for Pressure
Die Casting
Nürnberg Messe GmbH (Nürnberg - D)
Tel +49 911 86060; fax +49 911 86068228
[email protected]
New Orleans
(Louisiana - USA)
16-20/3/2008
NACE CORROSION 2008 - Technical Symposia
NACE (Houston, Texas - USA)
Tel. +1 281 2286200; fax +1 281 2286300
[email protected]
Ricerche
Bibliografiche
Dati IIS-Data
Saldatura ibrida Laser/MIG
(2001-2007)
Saldatura ibrida a laser di STAUFER H. «Riv. Sald.», Settembre-Ottobre 2001, pp. 635-639.
Confronti; procedimenti combinati; saldatura ad arco; saldatura
laser; saldatura MIG; vantaggi, svantaggi, limitazioni.
Coaxial TIG- YAG and MIG-YAG welding methods di
ISHIDE T. et al. ««Weld. Int.», Dicembre 2001, pp. 940-945.
Acciai inossidabili austenitici; CO 2 ; distacco tra i lembi; leghe
d’alluminio; parametri di processo; penetrazione; porosità; procedimenti combinati; prototipi; saldatura laser; saldatura MIG;
saldatura TIG; tolleranze; velocità.
Laser-MIG process for automotive industry di STAUFER H.e
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Corrente alternata; corrente elettrica; industria automobilistica; lamierini; leghe Al-Mg; leghe d’alluminio; parametri di
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Alto; apparecchiature; apporto termico specifico; arco elettrico;
corrente alternata; diametro; fascio laser; fattori di influenza;
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Alluminio; assicurazione della qualità; cavità; difetti; dimensioni;
distacco tra i lembi; metalli leggeri; porosità; preparazione dei
giunti; procedimenti combinati; profondità; proprietà meccaniche; resistenza meccanica; saldatura a fascio di fotoni; saldatura
ad arco; saldatura con filo fusibile in gas protettivo; saldatura in
gas protettivo; saldatura laser; saldatura mediante energia di radiazioni; saldatura MIG; sistemi di controllo.
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Aerei; criccabilità; cricche di fatica; difetti; durezza; giunti testa
a tesa; innesco delle cricche; leghe d’alluminio; metalli leggeri;
microstruttura; procedimenti combinati; proprietà meccaniche;
resistenza meccanica; saldatura a fascio di fotoni;saldatura ad
arco; saldatura con filo fusibile in gas protettivo; saldatura in
gas protettivo; saldatura laser; saldatura mediante energia di radiazioni; saldatura MIG; strutture aerospaziali.
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Corrente elettrica; fattori di influenza; leghe Al-Mg; leghe d’alluminio; operazioni in tempo reale; parametri di processo; penetrazione; porosità; procedimenti combinati; raggi X; saldabilità;
saldatura a fascio di fotoni; saldatura ad arco; saldatura con
filo fusibile in gas protettivo; saldatura laser; saldatura mediante energia di radiazioni; saldatura MIG; sistemi di controllo; velocità.
Laser-MIG are hybrid welding of aluminium alloy - Comparison of melting characteristics between YAG laser and diode
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Confronti; fusione; laser a diodo; laser YAG; leghe Al-Mg; leghe
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Alluminio e Leghe
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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
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Der Praktiker
Elettronica Oggi
Elin Zeitschrift
Energia Ambiente Innovazione
Energia e Calore
Energia e Materie Prime
EPE International
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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
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Journal of Bridge Engineering
Journal of the Japan Welding Society
Kunststoffe
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ATA
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BID-ISIM
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Finsider
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Bridge
Br. Corr. J.
China Weld.
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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
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Hybrid
IABSE
Filo Metallico
Giornale PND
Scienze Applic.
Perito Ind.
Castolin
Ilva
Ind. Laser
I.A.
Ing. Ferr.
Inossidabile
Insight
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IPE
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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
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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
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Modern Steel Construction
Steel Constr.
NDT & E International
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NDT & E International UK
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NDT International
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Notagil S.I.
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ENEA E.I.
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Notiziario Tecnico AMMA
AMMA
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NRIM Research
NT Tecnica e Tecnologia AMMA
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Oerlikon Schweissmitteilungen
Oerlikon
PCB Magazine
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Perito Industriale
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Petrolieri d’Italia
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Pianeta Inossidabili
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CU
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Rivista di Meccanica International
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Schweissen und Schneiden
Schweisstechnik
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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
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Stainless Steel World
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Steel Research
Structural Engineering International
Sudura
Surface Engineering
Svarochnoe Proizvodstvo
Sveiseteknikk
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Technica/Soudure
Technical Diagnostics and NDT Testing
Technical Review
Technische Uberwachung
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Tecnologie e Trasporti per il Mare
Tecnologie per il Mare
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The Brithis Journal of NDT
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The Paton Welding Journal
The TWI Journal
The Welding Innovation Quarterly
Tin and Its Uses
Transactions of JWRI
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Unificazione e Certificazione
Università Ricerca
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Varilna Tehnika
Westnik Maschinostroeniya
Welding & Joining
Welding & Joining Europe
Welding and Metal Fabrication
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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.
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Weld. Join.
Seleplast
Sicurezza
Skoda
Soldadura
Sold. Tec.
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Soldagem
Soldering
Soud. Tecn. Con.
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Stahlhau
Stainless Eu.
Stainless World
Stainless
Steel
Engineering
Sudura
Surface
Svar. Proiz.
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Tech. Soud.
NDT Testing
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Qualidade
Tec. Tra. Mare
Tec. Mare
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European NDT
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TWI Journal
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Una riflessione scomoda …, 1, 20.
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EDITORIALE
•
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 Luglio-Agosto 2007 ISSN:0035-6794
ISSN:0035-6794
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Il repertorio delle pagine dei vari
numeri è il seguente:
Numero 1 pagg.
1 - 146
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2
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147 - 296
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605 - 750
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751 - 902
La cifra in grassetto indica il
numero della Rivista.
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07
Indice 2007
•
Metodi di valutazione del comportamento delle strutture a
bassa temperatura (M. Lanza, S. Pagano), 2, 179-191.
•
Micro Friction Stir Welding di leghe di alluminio
2024-6082 (A. Scialpi et al.), 2, 193-200.
•
Eddy Current Array: evoluzione del sistema per l’ispezione
di saldature nel campo aerospaziale (A. Camassa,
U. Piazza), 2, 203-208.
•
Fondamenti di Risk Management - Applicazione alla fabbricazione mediante saldatura (M. Scasso), 2, 211-220.
•
Aspetti riguardanti la salute relativi agli agenti chimici
(fumi) (G. C. Parodi), 2, 223-228.
•
Origine delle tensioni residue in saldatura, metodologie
tradizionali di misura, precauzioni e rimedi (M. Murgia),
1, 23-39.
•
Verifica e consolidamento di un ponte ferroviario: il caso
del ponte del Campasso (A. Brencich, L. Gambarotta),
2, 231-238.
•
Saldatura per diffusione, un esempio di rapid tooling
(J. Wilden et al.), 1, 43-50.
•
Travi reticolari miste: acciai e saldatura (O. Molinari),
3, 335-338.
•
Agenti fisici (rumore, radiazioni e microclima) e salute in
saldatura (F. Traversa, T. Valente, N. Debarbieri), 1, 53-63.
•
•
Principali problemi nella saldatura subacquea (F. Lezzi),
1, 65-73.
La guida dell’European Welding Federation (EWF) per la
qualifica dei saldatori subacquei “MMA - Diver Welder”
(M. Murgia), 3, 341-346.
•
Ispezione in servizio di linee fuori terra con sistemi di controllo automatici ad onde guidate (F. Peri, F. Bresciani,
J. Traggiai), 3, 349-360.
•
I gas tecnici nelle leghe leggere (M. Boschini, B. Magnabosco), 3, 363-368.
•
Dalla valutazione numerica dello stato di degrado dei ponti
al collaudo (S. Martinello), 3, 371-389.
•
Giunzioni nelle leghe leggere oggi: frontiere del possibile
(L.M. Volpone, S. Mueller), 4, 471-484.
•
Monitoraggio di emissione acustica di corpi a pressione
(E. Fontana), 1, 75-78.
•
Analisi sperimentale di coppie brasate 52NiCrMo6-G30
(U. Natale et al.), 1, 81-87.
•
Analisi di quarant’anni di impegno IIS nella qualificazione, certificazione e approvazione del personale PND Elenco dei livelli 3 EN/ISO al 31.12.2006 e sessioni ordinarie d’esame 2007 (G. Costa, S. Morra), 2, 169-177.
Indice 2007
•
Introduzione alle caratteristiche metallurgiche degli acciai
avanzati ad alta resistenza per applicazioni automobilistiche (S. Maggi, M. Murgia), 4, 487-495.
•
Summary and comparison of fitness-for- service rules
for structural components in the world (K. Hasegawa),
3, 391-397.
•
Emissione acustica: piccoli serbatoi GPL interrati - Analisi
dei risultati inerenti la prima campagna di verifica in applicazione alla procedura EA dell’ISPEL (C. De Petris et al.),
4, 497-505.
•
Corrosion testing of welds, a review of methods (C.O. Pettersson, T. Boellinghaus, T. Kannengiesser), 4, 529-552.
•
Trend of automobile vehicles and the joining technologies
(K. Matsuyama), 5, 683-693.
•
Manutenzione e riparazione del materiale rotabile
(V. Esposito, S. Nocchia), 4, 509-516.
•
Abrasive water suspension jet technology - Fundamentals,
applications and developments (H. Louis et al.), 6, 853-859.
•
Verifiche a fatica di giunti saldati mediante criteri locali:
un confronto tra il criterio basato su un raggio di raccordo
fittizio e il criterio della densità di energia di deformazione
in un volume finito (P. Lazzarin, F. Berto, D. Radaj),
4, 519-525.
•
•
Saldatura circonferenziale di tubi per gasdotti mediante
tecnologia ibrida con trasporto del fascio laser in fibra
(M. Fersini et al.), 5, 627-635.
Le norme europee per la qualificazione del processo e dei
saldatori per la saldatura subacquea in ambiente asciutto e
in acqua (A. Pandolfo), 5, 637-647.
•
La radiografia digitale (C. Cappabianca, F. Marracino),
5, 649-662.
•
Ideazione di un casco ventilato di saldatura con caratteristiche funzionali migliorate (C. Rosellini et al.), 5, 665-671.
•
Progettazione assistita di giunti saldati sollecitati a fatica
mediante modelli solidi e criteri 3D (A. Cristofori, P. Livieri,
R. Tovo), 5, 673-680.
•
Sviluppi e tendenze nella formazione professionale armonizzata (M. Murgia), 6, 787-796.
•
Recenti sviluppi nei processi di saldatura ad energia concentrata e Friction Stir Welding (M. Consonni, D. Harvey),
6, 799-811.
•
Caratteristiche, applicazioni e saldabilità del nuovo acciaio
inossidabile Lean Duplex LDX 2101® (F. Hägg, M. Larén,
P. Bonalumi), 6, 815-821.
•
TOPTIG: la saldatura robotizzata TIG con alimentatore
filo integrato (T. Opderbecke, S. Guiheux), 6, 823-828.
•
Resistenza a fatica di strutture saldate in acciaio austenoferritico (P. Ferro, F. Bonollo, A. Tiziani), 6, 831-848.
ISTITUTO ITALIANO DELLA SALDATURA
IIS DIDATTICA
•
Applicazione del controllo ultrasonoro ai giunti saldati,
1, 105-110.
•
La bagnatura delle superfici da brasare, 2, 249-252.
•
Processi speciali di saldatura. Parte 1 - La saldatura per
attrito (a frizione) e la saldatura ad esplosione, 3, 399-409.
•
Processi speciali di saldatura. Parte 2 - La saldatura a diffusione, ad alta frequenza ed alluminotermica, 4, 555-564.
•
Applicazioni della saldatura a resistenza, 5, 695-707.
•
Principi generali dei processi di saldatura con elettroscoria,
6, 861-864.
SCIENZA E TECNICA
•
Comportamento in regime di scorrimento viscoso di giunti
saldati dissimili (M. Scasso), 1, 113.
•
L’ispezione mediante tecniche diagnostiche. Le onde
guidate (F. Bresciani), 2, 253.
•
La metodologia API 581 (G. Canale), 3, 411-412.
•
La gestione dei componenti di impianto in sicurezza: è possibile convivere con un difetto? (A. Lauro), 4, 567.
•
Radiografia digitale: tecnica a schermi convertitori ai cristalli di fosforo (G. Calcagno), 5, 711.
•
Il mondo della saldatura rinchiuso in un barattolo per conserve alimentari (L.M. Volpone), 6, 867-868.
FORMAZIONE
•
Obblighi formativi sempre riferiti ai rischi specifici
(T. Limardo), 1, 117.
•
Il sistema didattico modulare nei corsi CND (F. Rivara),
6, 871-872.
•
Relazione della Presidenza sulla gestione dell’Istituto nel
2006 e previsioni per il 2007, 3, 319-333.
IIS NEWS
•
Nel Luglio 2007 in Croazia nell’antica Ragusa il 60° Congresso Annuale dell’Istituto Internazionale della Saldatura
(G. Costa), 6, 771-784.
Comitato Direttivo:
• Riunione del 20 Novembre 2006, 1, 115.
• Riunione del 29 Marzo 2007, 3, 415.
ISTITUTO INTERNAZIONALE DELLA
SALDATURA
•
•
Fracture analysis of strength undermatched welds of thinwalled aluminium structures using FITNET procedure
(E. Seib, M. Koçak), 1, 91-102.
Fatigue behaviour of high strength steel thin sheet assemblies (A. Galtier, M. Duchet), 2, 241-247.
Consiglio Generale:
• Riunione del 23 Maggio 2007, 3, 415.
Assemblea Generale:
• Riunione del 23 Maggio 2007, 3, 415-416.
Effettuato a Genova dall’IIS il primo Corso per il rilascio della
certificazione a Saldatore Subacqueo, 1,115.
L’Istituto Italiano della Saldatura nuovo punto UNI di Diffusione, 2, 257.
Indice 2007
Al sud un Master in ingegneria della saldatura, 3, 416-417.
•
Flessibilità negli intervalli di verifica periodica ai sensi del DM
329/04 (A. Fugazzi), 4, 569.
“Pipeline operation and maintenance: Practical approach”
(Mohitpour M. et al.- ASME International), 2, 275.
•
“Le brasage des aciers inoxydables austénitiques: corrosion interfaciale et choix des métaux d’apport” (CETIM),
3, 431.
•
“Fatigue assessment of welded joints by local approaches
(Second edition)” (Radaj D. et al. - CRC Press - Woodhead
Publishing), 3, 431.
1, 101-102; 2, 259-263; 3, 419-420; 5, 715-716; 6, 875-876.
•
“Hot cracking phenomena in welds (Böllinghaus Th. e
Herold H.- Springer-Verlag), 3, 431-432.
NORMATIVA TECNICA
•
“Key to steel /Stahlschlüssel” (Wegst C.W. - Verlag Stahlschlüssel), 4, 587.
•
“Resistance welding: fundamentals and applications”
(Zhang H., Senkara J.- CRC Press - Taylor & Francio Group),
4, 587-588.
•
“Storia dell’ energia. Percorrendo le tappe evolutive delle
fonti energetiche” (Iaria L. - Contech sas Edizioni), 4, 588.
•
“Acciaio. Collegamenti nelle strutture” (Floridia S. - Dario
Flaccovio Editore), 5,733.
•
“ASM Handbook, Volume 13 C, Corrosion: environments
and industries” (Cramer S.D, Covino B.S. Jr.- ASM International) 5, 733.
•
“Laser material processing” (Steen W. M - Springer-Verlag
GmbH), 6, 885.
•
“NACE Corrosion engineer’s Reference book, third
edition” (Baboian R. - NACE International), 6, 885.
Terza Conferenza Internazionale sulle tecnologie di saldatura
a Saltillo, Coahuila - Messico (F. Lezzi), 5, 713.
IIW-EWF NOTIZIE
•
Preparazione e pubblicazione delle norme UNI (G. Costa),
2, 265-266.
•
Le norme tecniche e gli organismi di normazione in saldatura (S. Giorgi), 4, 571-572.
SALUTE, SICUREZZA E AMBIENTE
•
Le particelle dei fumi ci appaiono sempre più piccole
(T. Valente), 1, 119.
•
Vibrazioni. Il 6 Luglio 2007 è passato: attenzione alle nuove
attrezzature (T. Valente), 4, 573.
•
Gli strumenti per un ambiente di lavoro sostenibile in saldatura (L. Costa), 5, 717-718.
DALLE ASSOCIAZIONI
•
Michele Schweinöster nuovo Direttore Generale dell’ANIMA, 2, 267.
CODICI E NORME
• Norme nazionali: 1, 128; 2, 276; 3, 432-433; 4, 588;
5, 734-735; 6, 885-887.
•
Cresce la compagine associativa e la struttura organizzativa di Assoprem, 2, 267.
•
Dati di mercato per la saldatura e il taglio emersi dalla Assemblea Generale di ANASTA (G. Maccarini), 4, 575-576.
•
Norme europee: 1, 128; 2, 277; 3, 433; 4, 589; 5, 735;
6, 887.
•
L’export fa crescere la meccanica italiana (A. Durante),
5, 721-722.
•
Norme internazionali: 1, 128; 2, 277; 4, 589; 5, 735; 6, 887.
L’OPINIONE
• Due parole sull’applicazione del Codice ASME VIII Divisione I in ambito PED (F. Liddonici), 3, 421-422.
DALLE AZIENDE
1, 121-125; 2, 269-272; 3, 425-428; 4, 581-584; 5, 725-729;
6, 877-882.
NOTIZIARIO
LETTERATURA TECNICA
• “ASM Handbook, Volume 13B- Corrosion: materials”
(Cramer S.D., Covino B.S.Jr. - ASM International), 1, 127.
•
•
“Processes and mechanisms of welding residual stress and
distortion” (Feng Z. - CRC Press - Woodhead Publishing),
1, 127-128.
“Key to aluminium alloys - 7 th Edition” (Datta J. - Aluminium-Verlag), 2, 275.
CORSI
• Corsi IIS in saldatura e PND: 1, 129-131 ; 2, 278-e 281-282;
3, 433-434; 4, 590-592 e 594; 5, 737-739; 6, 887-890.
•
Corsi di altre società: 1, 131-132; 2, 282 e 284; 3, 435-436;
4, 594-595; 5, 739-741; 6, 890-891.
MOSTRE E CONVEGNI
• 1, 135-137; 2, 285-287; 3, 436-437; 4, 596-598; 5, 741-742;
6, 891.
RICERCHE BIBLIOGRAFICHE DA IIS-DATA
•
Resistenza a fatica di giunti saldati in leghe di alluminio,
1, 139-141.
•
Determinazione e misura delle tensioni residue, 2, 291-292.
•
Il soffio magnetico nella saldatura ad arco, 3, 441.
•
“Tailored blank” per componenti auto, 4, 599-600.
•
Controllo ultrasonoro con tecnica “phased arrays”,
5, 745-746.
•
Saldatura ibrida Laser/MIG, 6, 893-894.
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
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ABB FLEXIBLE AUTOMATION
ACCADUEO
AEC TECHNOLOGY
AIPND
ALUMOTIVE
ANASTA
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ANDIT AUTOMAZIONE
ASPIRMIG
ASSOCOMAPLAST
BOHLER THYSSEN SALDATURA
CARPANETO - SATI
CEA
CEBORA
COFILI
CGM TECHNOLOGY
COM-MEDIA
COMMERSALD
DI-NO
DRAHTZUG STEIN
DVC - DELVIGO COMMERCIALE
EDIBIT
EDIMET
Edizioni PEI
ETC OERLIKON
ESAB SALDATURA
ESARC
EVEREST VIT
FIERA BIAS
FIERA BIMEC
FIERA BI.MU-MED
FIERA EXPOLASER
FIERA LAMIERA
FIERA MAQUITEC
FIERA MEC
FIERA METEF
FIERA SAMUMETAL
FIERA SEATEC
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
OBIETTIVO ENERGIA
OGET
ORBITALUM TOOLS
OXYTURBO
PARODI SALDATURA
RIVISTA MECCANICA & AUTOMAZIONE
RIVISTA U & C
RIVOIRA
RTM
SACIT
SAF - FRO
SALTECO
SANDVIK ITALIA
SELCO
SEMAT CARPENTERIA
SEMAT ITALIA
SIAD
SOGES
SOL WELDING
TEC Eurolab
TECNEDIT
TECNOELETTRA
TELWIN
THERMIT ITALIANA
Corso F.M. Perrone, 73r - 16152 GENOVA
Via S. Bovio, 3 - Località San Felice - 20090 SEGRATE (MI)
Via Edison, 20 - 20099 SESTO SAN GIOVANNI (MI)
Via Calzoni, 6/d - 40128 BOLOGNA
Via Leonardo Da Vinci, 17 - 26013 CAMPAGNOLA CREMASCA (CR)
Via A. Foresti, 5 - 25127 BRESCIA
Via della Mercanzia, 119 Centergross - 40050 FUNO DI ARGELATO (BO)
Via G. Tarra, 5 - 20125 MILANO
Via Rombon, 11 - 20134 MILANO
Via Privata Casiraghi, 526 - 20099 SESTO S. GIOVANNI (MI)
Via Podi, 10 - 10060 VIRLE P.TE (TO)
Centro Direzionale Milanofiori - Palazzo F/3 - 20090 ASSAGO (MI)
Via Palizzi, 90 - 20157 MILANO
Via Ferrero, 10 - 10090 RIVOLI/CASCINE VICA (TO)
Corso E. Filiberto, 27 - 23900 LECCO
Via A. Costa - 40057 CADRIANO (BO)
Via Friuli, 5 - 20046 BIASSONO (MI)
Via Adda, 21 - 20090 OPERA (MI)
Via Serio, 16 - 20139 MILANO
Via Bottego, 245 - 41010 COGNENTO (MO)
Via Provinciale Francesca Nord, 44/3 - 56020 SANTA MARIA A MONTE (PI)
67317 Altleiningen Drahtzug - Germania
Località Cerri - 19020 CEPARANA DI FOLLO (SP)
Via Cà dell’Orbo, 60 - 40055 CASTENASO (BO
Via Brescia, 117 - 25018 Montichiari (BS)
Strada Naviglio Alto, 48 - 43100 PARMA
Via Vò di Placca, 56 - 35020 DUE CARRARE (PD)
Via Mattei, 24 - 20010 MESERO (MI)
Via Cadibona, 15 - 20137 MILANO
Via Paracelso, 16 - 20041 AGRATE BRIANZA (MI)
F & M - Fiere e Mostre - Via Caldera, 21 C - 20153 MILANO
c/o UCIMU - Viale Fulvio Testi, 128 - 20092 CINISELLO BALSAMO (MI)
c/o Piacenza Expo - S.S. 10 Frazione Le Mose - 29100 PIACENZA
c/o EXPO Consulting - Via Riva Reno, 56 - 40122 BOLOGNA
c/o Cenacolo - Via Coppalati, 6 - 29100 PIACENZA
c/o EDIMET - Via Brescia, 117 - 25018 Montichiari (BS)
c/o PORDENONE FIERE - Viale Treviso, 1 - 33170 PORDENONE
c/o CARRARAFIERE - Viale Galileo Galilei, 133 - 54036 MARINA DI CARRARA (MS)
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 S/N (MI)
Via A. Gilardoni, 1 - 23826 MANDELLO DEL LARIO (LC)
Vaartveld, 9 - 4704 SE ROOSENDAL (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 lseo, 6/E - 20098 S. GIULIANO MILANESE (MI)
Via Bizet, 36/N - 20092 CINISELLO BALSAMO (M)I
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)
c/o NOEMA - Via Orefici, 4 - 40124 BOLOGNA
Via Torino, 216 - 10040 LEINI’ (TO)
Freibühlstrasse, 19 - 78224 SINGEN (D)
Via Serio, 4/6 - 25015 DESENZANO (BS)
Via Delle Industrie, 228/A - 17012 ALBISSOLA MARE (SV)
Via Rosellini, 12 - 20124 MILANO
c/o the C’ comunicazione - Via Orti, 14 - 20122 MILANO
Via C. Massaia, 75L - 10147 TORINO
Regione Lime, 100 - 10080 VICO CANAVESE (TO)
Via Lomellina, 16/b - 20090 BUCCINASCO (MI)
Via Torricelli, 15/A - 37135 VERONA
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Via Palladio, 19 - 35010 ONARA DI TOMBOLO (PD)
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Via Meucci, 26 - 36030 COSTABISSARA (VI)
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OK 48.50
Alte prestazioni e ottima saldabilità
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con imballo VacPac™
Procedimento con VacPac
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3
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prestazioni incrementando le caratteristiche di saldabilità, con arco più concentrato per un
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VacPac™ semplifica enormemente le procedure di stoccaggio e di gestione.
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