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Istituto Italiano della Saldatura – Lungobisagno Istria, 15 – 16141 Genova (I) – Tariffa regime libero: “Poste Italiane SpA – Sped. A.P. 70%, DCB Genova” Tassa Pagata – Taxe Perçue ordinario – Contiene IP Bimestrale Luglio-Agosto 2010 ISSN:0035-6794
Organo Ufficiale dell’Istituto Italiano della Saldatura - anno LXII - N. 4 * 2010
Numero 4
2010
In questo numero:
Esperienze nell’impiego dei materiali avanzati
per centrali termiche Ultra Super Critiche:
il grado ASTM P92 e la sua saldabilità
Procedure di calcolo numerico per l’analisi strutturale
di componenti in creep basate sulla definizione
della “reference stress”
L’indagine radiografica applicata ai beni culturali
Didattica
La saldabilità di tantalio, niobio e loro leghe
TECNOELETTRA:
“utensili” per saldatura
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Editoriale
Pensieri
R
itengo vi sia comune condivisione
nell’affermare che la differenza principale fra l’uomo e la scimmia non risieda
nella quantità di pelo (che esistono
uomini pelosi - talvolta anche donne - e
scimmie spelacchiate), bensì nella capacità di giudizio: ovvero la capacità di
produrre un pensiero individuale e, pertanto, di elaborare un’opinione.
L’antitesi del pensiero individuale è il
pensiero unico che, quando non giustificato, riduce la distanza fra la specie
umana e quella delle scimmie. Il pensiero unico è elaborato dal “Principe”
(che non è necessariamente un Autocrate, ma più genericamente una qualunque Autorità) e trasferito ai poco pensanti (per necessità, convenienza,
pigrizia, ecc.) che lo devono soltanto
condividere ed applicare.
Il pensiero individuale è, per sua natura,
dinamico ed adattativo. Interpreta, estrapola, si ripropone diverso in funzione
dei cambiamenti del contesto al quale il
pensiero medesimo afferisce.
418 Riv. Ital. Saldatura - n. 4 - Luglio / Agosto 2010
Il pensiero unico, al contrario, è statico,
rigido, sempre uguale a se stesso a
dispetto delle condizioni particolari del
contesto di riferimento (a meno di
diverso giudizio del Principe di cui
sopra).
Il pensiero individuale richiede impegno
e coinvolgimento (e, quindi, lavoro), il
pensiero unico soltanto diligenza (e,
quindi, consente tranquillità).
Il pensiero unico, infine, è di per sé
aggregante, ma anche il pensiero individuale è capace di compromessi e quindi
di sintesi. Pertanto di aggregazione.
Nel mondo piccolo dell’organizzazione
e della gestione aziendali, che non è un
mondo democratico, il pensiero unico
trova tuttavia le sue ragioni di essere,
confrontandosi con il pensiero individuale nella messa a punto dei processi e
nella loro procedurizzazione (sic!).
I sostenitori del pensiero individuale
ritengono che un Sistema di Gestione, di
qualsivoglia tipologia, debba nascere
“dal basso” attraverso un percorso induttivo che prevede la definizione dei processi partendo dai fatti; avendo ben presenti, insieme a contributi diversi, le
indicazioni di chi si dedica all’applicazione.
I sostenitori del pensiero unico, invece,
ritengono che un Sistema di Gestione
debba promanare “dall’alto” attraverso
un percorso deduttivo che contempla
l’elaborazione di procedure pressoché
definitive, prodotte da una “competenza
oggettiva”.
Nel primo caso, dunque, si procede dai
fatti ai processi e, quindi, alle procedure.
Nel secondo, dalle procedure ai processi
e, quindi, ai fatti.
Entrambi i percorsi hanno, in teoria, le
loro ragioni ed i loro limiti: quello induttivo si avvantaggia della conoscenza
delle problematiche applicative, ma è
gravato dalla sindrome dell’ “abbiamo
sempre fatto così” che, se assecondata,
impedisce ogni possibilità di sviluppo;
quello deduttivo beneficia della “competenza oggettiva”, ma sottovaluta le specificità operative note a chi le affronta
quotidianamente.
Come quasi sempre, anche in questo
caso la verità sta, con ogni probabilità,
nel mezzo (“in medio stat virtus” sostenevano vigorosamente i più grandi organizzatori che la Storia abbia mai registrato). L’analisi e la definizione dei
processi, prima, e la loro procedurizzazione (sic!) poi, sotto la guida della
“competenza oggettiva”, considerata
adeguatamente la voce dell’applicazione.
Ovvietà. Forse, ma non banalità!
Altrimenti non si capirebbe la consistente quantità in essere di procedure
inapplicabili e, per converso, di processi
fuori controllo. E, pertanto, di Sistemi di
Gestione inefficaci, talvolta dannosi,
comunque sempre inutilmente costosi.
Dott. Ing. Mauro Scasso
Segretario Generale IIS
ANNO LXII
Luglio-Agosto 2010
Pubblicazione bimestrale
DIRETTORE RESPONSABILE: Ing. Mauro Scasso
REDATTORE CAPO: Geom. Sergio Giorgi
REDAZIONE: Sig.ra Deborah Testoni, P.I. Maura Rodella
PUBBLICITÀ: Sig. Franco Ricciardi
Organo Ufficiale
dell’Istituto Italiano della Saldatura
Abbonamento annuale 2010:
Italia: .......................................... € 90,00
Estero: ........................................ € 155,00
Un numero separato: ................ € 20,00
Sommario
Articoli
421
L’indagine radiografica applicata ai beni culturali – F. DE CUPIS, S. RUSCA
427
Esperienze nell’impiego dei materiali avanzati per centrali termiche Ultra Super
Critiche: il grado ASTM P92 e la sua saldabilità – S. CAMINADA, G. CUMINO,
A. LAURO
439
Trattamenti termici in forno: modalità di esecuzione e applicazioni – V. GRASSI
455
Il saldatore “manuale” utilizzato nella saldatura in elettronica – L. MOLITERNI
463
Procedure di calcolo numerico per l’analisi strutturale di componenti in creep basate
sulla definizione della “reference stress” – S. PAGANO, G.L. COSSO
471
Tie-in welding of X100 pipeline steels – T. LIRATZIS, D. YAPP
479
International Institute of Welding (IIW)
Development of stainless steel welding wire for galvanized steel sheets
S. KODAMA et al.
La Rivista viene inviata gratuitamente ai Soci
dell’Istituto Italiano della Saldatura.
489
Direzione - Redazione - Pubblicità:
Lungobisagno Istria, 15 - 16141 Genova
Telefono: 010 8341333
Telefax: 010 8367780
e-mail: [email protected]
web: www.iis.it
4
IIS Didattica
Rubriche
501
Scienza e Tecnica
…un caso difficile – G. CANALE
Rivista associata
505
Registrazione al ROC n° 5042 - Tariffa regime libero:
“Poste Italiane SpA - Spedizione in Abbonamento
Postale 70%, DCB Genova” - Fine Stampa Agosto 2010
Aut. Trib. Genova 341 - 20.4.1955
IIS News
Resoconto della riunione del Comitato Direttivo dell’IIS del 31 Maggio 2010
A Verona e a Modena un importante seminario di supporto alle imprese
“Guida all’applicazione della norma UNI EN ISO 3834 e all’ottenimento della
certificazione dell’Istituto Italiano della Saldatura”
509
Normativa Tecnica
Problematiche legate ai riferimenti normativi nelle norme europee – S. GIORGI
Progetto grafico: COMEX sas - Milano
Fotocomposizione e stampa: ALGRAPHY S.r.l. - Genova
Tel 010 8366272, Fax 010 8358069 - www.algraphy.it
L’istituto non assume responsabilità per le opinioni espresse
dagli Autori. La riproduzione degli articoli pubblicati è
permessa purché ne sia citata la fonte, ne sia stata concessa
l’autorizzazione da parte della Direzione della Rivista, e sia
trascorso un periodo non inferiore a tre mesi dalla data della
pubblicazione. La collaborazione è aperta a tutti, Soci e
non Soci, in Italia e all’Estero. La Direzione si riserva
l’accettazione dei messaggi pubblicitari. Ai sensi del D.Lgs.
196/2003, i dati personali dei destinatari della
Rivista saranno oggetto di trattamento nel rispetto della
riservatezza, dei diritti della persona e per finalità
strettamente connesse e strumentali all’invio della
pubblicazione e ad eventuali comunicazioni ad esse correlate.
513
Dalle Aziende
523
Notiziario
Letteratura tecnica
Codici e norme
Corsi
Mostre e convegni
537
Ricerche bibliografiche da IIS-Data
Corrosione da H2S
544
Elenco degli Inserzionisti
In copertina
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L’indagine radiografica
applicata ai beni culturali
F. De Cupis *
S. Rusca **
Sommario / Summary
Tra gli strumenti diagnostici applicati al settore dei beni culturali, la radiografia rappresenta senza dubbio uno dei metodi
maggiormente utilizzati. Questo tipo di tecnica non distruttiva, che trova principale impiego nell’indagine sui dipinti su tela e tavola - è in grado di fornire, attraverso la rivelazione
della “struttura profonda” sottostante a quella visibile, informazioni significative per la conoscenza di un’opera d’arte, in
relazione alla tecnica esecutiva, alle vicende conservative con la messa in evidenza di eventuali rifacimenti e antichi
restauri - e allo stesso processo creativo sotteso al fare artistico, con il disvelamento di immagini nascoste, abbozzi preparatori, modifiche o pentimenti.
L’utilizzo di questa tecnica può risultare di particolare utilità
quando si affronta il restauro di un’opera, essendo in grado di
offrire elementi utili ad indirizzare il lavoro di restauratori e
storici dell’arte, sia nella fase di progettazione dell’intervento
che a restauro in corso.
Questo articolo descrive un’attività di collaborazione tra
l’Istituto Italiano della Saldatura e la Soprintendenza per i
Beni Storici Artistici ed Etnoantropologici della Liguria per
l’indagine su alcune opere d’arte.
*
Among the diagnostic tools utilized in the field of cultural
heritages, radiography is one of the most widely used. This
not destructive technique, widely used in the investigation of
paintings - on canvas and on wood - is able to provide, by
detecting the deep structure below the visible, meaningful
information for understanding a work of art, with reference
to the painting technique, to restoration - highlighting
changes and previous restorations - and to the creative
process, by disclosing hidden images, sketches and changes.
The use of this technique may prove very helpful in the
restoration of a work of art, because it is able to provide
useful guidance in the work of restorers and art historians,
both in designing intervention and in the stages of restoration.
This article describes a collaboration between “Istituto Italiano della Saldatura” and “Soprintendenza per i Beni
Storici Artistici ed Etnoantropologici della Liguria” for the
investigation of some works of art.
Keywords:
Appearance; art; nondestructive testing; radiography.
Soprintendenza per i Beni Storici Artistici ed Etnoantropologici
della Liguria - Genova.
** Istituto Italiano della Saldatura - Genova.
Riv. Ital. Saldatura - n. 4 - Luglio / Agosto 2010 421
F. De Cupis e S. Rusca - L’indagine radiografica applicata ai beni culturali
Introduzione
Già nel 2004 l’Istituto Italiano della Saldatura aveva avuto occasione di estendere i suoi tradizionali ambiti di azione,
mettendo a disposizione la propria competenza nella tecnica radiografica nell’ambito del progetto di ricerca sul Mand y l i o n, p r e z i o s a i c o n a m e d i e v a l e
custodita nella chiesa genovese di San
Bartolomeo degli Armeni; gli esiti della
campagna diagnostica sono poi confluiti
nella mostra “Mandylion. Intorno al
Sacro Volto da Bisanzio a Genova”. Nel
2009, sulla scorta di quella positiva
esperienza, l’Istituto ha accolto con interesse la richiesta di collaborazione da
parte della Soprintendenza per i Beni
Storici Artistici ed Etnoantropologici
della Liguria, effettuando una campagna
radiografica su un nucleo di opere - due
dipinti e una scultura lignea - sottoposte
a restauro.
Il controllo radiografico
Ormai da decenni tecnica di ispezione
non distruttiva consolidata ed affidabile
nel mondo industriale, offre elevata
qualità anche nel campo della diagnostica dei beni culturali, nonostante le
grandi differenze che intercorrono tra
questi due mondi quali spessori e materiali in gioco: infatti, nel mondo industriale si controllano componenti metallici (e quindi ad alto potere di
assorbimento delle radiazioni) con spessori di decine di millimetri mentre nel
mondo dei beni culturali si indagano
sottili tele di materiale non metallico (e
quindi a basso assorbimento radiografico).
Proprio alla luce di tali rilevanti differenze, è possibile giustificare la scelta
della tecnica e del set di parametri che
IIS ha adottato nell’ambito di questa
indagine. È noto infatti che il controllo
con Raggi X sfrutta una macchina ad alimentazione elettrica, di cui è necessario
regolare:
1. la tensione (kilovolt), parametro correlato all’energia della radiazione
emessa,
2. la corrente anodica (milliampere),
parametro correlato alla quantità di
radiazioni emesse,
3. il tempo di esposizione (secondi),
parametro inversamente proporzionale alla quantità di radiazioni
emesse.
Nell’ambito di indagini che hanno come
oggetto opere d’arte, ovvero, come già
ricordato, materiali poco radio-assorbenti e dettagli sottili, la logica del controllo è quella di prestare particolare
attenzione a non “sovraesporre” la pellicola (analogamente a quanto può accadere quando si solarizza una pellicola
fotografica se esposta alla luce) e pertanto si utilizzano basse energie (poche
decine di kilovolt a differenza delle
molte centinaia usate nell’industria) e
ridotti tempi di esposizione (decine di
secondi a differenza dei molti minuti in
genere adottati nella radiografia industriale).
Infine, è stato considerato un ultimo
parametro, anche esso fondamentale per
la riuscita dell’ispezione radiografica, la
pellicola. Le pellicole radiografiche
possono essere classificate in base alla
loro “grana” ovvero alla dimensione dei
grani di sali che costituiscono la cosiddetta “emulsione sensibile”. Esattamente come accade nel caso di schermi
di TV, di schermi di PC o di macchine
fotografiche digitali, anche nel caso di
film radiografici si può ricorrere al concetto di “pixel”: più piccoli e numerosi
sono i “pixel”, più alta è la risoluzione e
quindi la qualità dell’immagine.
Nel caso in esame, così come in qualunque altro caso si ricerchino informazioni
dettagliate e piccoli particolari, si è
optato per pellicole ad alta sensibilità
ovvero a “grana fine”, scelta che ha permesso di ottenere una ottima definizione
di immagine. I risultati delle indagini
radiografiche, sinteticamente illustrati
nelle schede che seguono, hanno fornito
un sostanziale contributo alla conoscenza delle opere e - nel caso della tela
raffigurante San Giovanni Evangelista
scrive il Vangelo - si sono dimostrate
decisive nelle scelta di riportare alla luce
la versione originaria del dipinto.
L’auspicio è dunque quello che il rapporto di collaborazione avviato tra i due
Istituti possa proseguire nel futuro.
Indagine sulle opere d’arte
“Dipinto raffigurante San Giovanni
Evangelista scrive il Vangelo”
L’individuazione di pesanti ed estese
ridipinture sovrapposte alla pellicola pittorica originaria, riconoscibili ad occhio
nudo, ha motivato la scelta di effettuare
alcune radiografie, che sono state condotte selettivamente in precise zone
della tela e che hanno effettivamente
rivelato la presenza sotto la superficie
visibile di una diversa raffigurazione
(Fig. 1). In particolare, la lastra effettuata in corrispondenza del San Giovanni ha evidenziato molto chiaramente
come la figura dell’Evangelista sia stata
ottenuta rielaborando una precedente
figura femminile reggente in mano un
fiore, successivamente trasformato nella
penna del santo (Fig. 2); al di sotto delle
testine angeliche in basso a sinistra è
emersa invece la figura carnosa di un
putto raffigurato di schiena (Fig. 3). Con
il conforto delle risultanze radiografiche,
si è proceduto pertanto alla rimozione
progressiva delle ridipinture, operazione
che ha messo in luce una materia originaria ben conservata, ben recuperabile e
di notevole qualità. La pulitura è tuttora
in corso, ma è chiaro ormai il carattere
profano del dipinto originario - un’Allegoria del Tempo e della Giovinezza - in
seguito abilmente contraffatto e trasformato in quadro a soggetto religioso.
“Dipinto raffigurante Lapidazione di
Santo Stefano e santi”
Nel caso della tela raffigurante il Martirio di Santo Stefano e santi proveniente
dall’oratorio di Santo Stefano in frazione Paravenna di Garlenda (SV), le
radiografie sono state disposte in corso
d’opera, una volta rimossa la maldestra
ridipintura realizzata con colori acrilici
nel 1990, certificata dalla scritta in basso
a sinistra (Fig. 4). L’eliminazione di
questo recente intervento ha riportato
alla luce la raffigurazione - dal forte
sapore naif - realizzata nel 1827 da un
artista locale, Stefano Barbera, che si
firma in basso a destra (Fig. 5). L’ipotesi
che il dipinto ottocentesco andasse a
sovrapporsi a strati pittorici più antichi
ha trovato conferma dall’esame radiografico. Le radiografie realizzate in corrispondenza del braccio sinistro del
Santo Stefano hanno mostrato la presenza di un’altra figura, di proporzioni
Dipinto raffigurante San Giovanni Evangelista scrive il Vangelo,
olio su tela, seconda metà sec. XVII, cm 156 x 138
Genova, Fondazione Dame di Misericordia
Restauro: Laboratorio di Restauro della Regione Liguria (Restauratrici:
Elena Bolognesi, Laura Tocelli, Ornella Viano, Cristina Zaninetta.
Fotografa: Giovanna Merello)
Direzione restauro: Paola Traversone - Soprintendenza per i Beni
Storici, Artistici ed Etnoantropologici della Liguria
Radiografie: Istituto Italiano della Saldatura
• Apparecchiatura radiogena: Gilardoni CPX - d 160 Be, a potenziale
costante, a bassa filtrazione interna (a finestra di berillio), con macchia
focale reale di 1.02 mm.
• Pellicola radiografica: Agfa D3 - SC a grana fine, a singola emulsione,
f o r m a t o 3 5 x 4 3 cm, c la s s ific a z io n e s ec o n do la norma e urope a
UNI EN 584-1 gruppo C3, senza schermi di rinforzo.
• Procedimento di sviluppo e fissaggio delle lastre radiografiche: automatico
con ciclo totale di 8 minuti alla temperatura di 28°C.
• Parametri di esposizione delle lastre radiografiche:
Tensione acceleratrice (keV): 30
Corrente catodica (mA): 10
Tempo di esposizione (s): 45
a)
Figura 1 - Il dipinto prima del restauro.
b)
c)
Figura 2 - a) Particolare della figura di San Giovanni Evangelista / b) Immagine radiografica /
c) Lo stesso particolare dopo la rimozione delle ridipinture.
b)
a)
Figura 3 - a) Particolare delle testine angeliche durante la pulitura / b) Immagine radiografica /
c) Lo stesso particolare dopo la rimozione delle ridipinture.
c)
Dipinto raffigurante Lapidazione di Santo Stefano e santi,
secoli XVII-XIX, cm 190 x148, oratorio di Santo Stefano,
Garlenda, frazione di Paravenna (SV)
Restauro: Laboratorio “La Sinopia” di Renato Boj,
Finale Ligure (SV)
Direzione restauro: Franco Boggero - Soprintendenza per i Beni Storici,
Artistici ed Etnoantropologici della Liguria
• Apparecchiatura radiogena: Gilardoni CPX - d 160 Be, a potenziale costante,
a bassa filtrazione interna (a finestra di berillio), con macchia focale reale di
1.02 mm.
• Pellicola radiografica: Agfa D3 - SC a grana fine, a singola emulsione, formato
35 x 43 cm, classificazione secondo la norma europea UNI EN 584-1 gruppo C3,
senza schermi di rinforzo.
• Procedimento di sviluppo e fissaggio delle lastre radiografiche: automatico con
ciclo totale di 8 minuti alla temperatura di 28 °C.
Figura 6 a)
Figura 4 - Il dipinto prima del restauro.
Figura 6 b)
Figura 6 c)
Figura 5
Figura 5 - Il dipinto nella versione datata 1827.
Figura 6 - a) Particolare della figura del carnefice a destra del Santo /
b) Immagine radiografica / c) Figura del carnefice emersa dopo la pulitura.
Figura 7 - Il dipinto durante il secondo intervento di pulitura.
Figura 7
minori, mentre dalla lastra effettuata
sulla figura del carnefice a destra del
santo è emersa un’altra figura di aguzzino, raffigurato di spalle (Fig. 6).
Si è proceduto quindi alla rimozione
dello strato pittorico del 1827 per riportare alla luce la raffigurazione del Martirio di Santo Stefano nella versione origi-
naria, databile alla fine del Seicento
(Fig. 7).
Crocifisso
La scultura, uno degli esemplari più
antichi nell’ambito del corpus di crocifissi processionali quattrocenteschi
liguri, si caratterizza per la dolente
carica espressiva della figura del Cristo
e per la presenza della tipica croce a germogli, che la connota come lignum vitae
ed allude al valore salvifico del sacrificio di Cristo (Fig. 8).
L’eccezionalità dell’opera ha motivato la
predisposizione di una campagna diagnostica a largo raggio che ha compreso,
Crocifisso
Legno policromo, inizi secolo XV, cm 109 x 92 (croce 180 x 93),
Ventimiglia (IM), cattedrale di San Secondo
Restauro: Laboratorio di Restauro della Regione Liguria (Restauratrici: Elena
Bolognesi, Laura Tocelli, Ornella Viano, Cristina Zaninetta. Fotografa: Giovanna
Merello)
Direzione restauro: Franco Boggero, Francesca De Cupis
Soprintendenza per i Beni Storici, Artistici ed Etnoantropologici della Liguria
• Apparecchiatura radiogena: Gilardoni CPX - d 160 Be, a potenziale costante, a
bassa filtrazione interna (a finestra di berillio), con macchia focale reale di 1.02 mm.
• Pellicola radiografica: Agfa D3 - SC a grana fine, a singola emulsione, formato 35
Figura 8
x 43 cm, classificazione secondo la norma europea UNI EN 584-1 gruppo C3,
senza schermi di rinforzo.
• Procedimento di sviluppo e fissaggio delle lastre radiografiche: automatico con ciclo totale di 8 minuti alla temperatura di 28°C.
Indagine sul Cristo
Indagine sulla Croce
Figura 9
Figura 10
Figura 9 - Radiografia in corrispondenza dell’attacco tra torso e
braccia.
Figura 10 - Radiografia della testa del Cristo.
insieme all’indagine radiografica,
una serie di esami
chimico-fisici
effettuati su alcuni
prelievi, finalizzati al riconoscimento della successione degli
strati pittorici e
all’individuazione
dei pigmenti utilizzati. La radiografia ha fornito
risposte interessanti in merito alla
particolare tecnica
costruttiva della
scultura.
Le immagini radiografiche, effettuate
sulla zona superiore del corpo del Cristo,
hanno consentito di comprendere il
sistema utilizzato per ancorare le due
braccia al busto, rilevando la presenza di
due lunghi chiodi in ferro inseriti verticalmente ed innestati entro perni in legno
fissati alle estremità superiori delle braccia
(Fig. 9). La Figura 10 mostra infine la
radiografia fatta alla testa del Cristo con la
rivelazione di una serie di perni e chiodi.
Ringraziamenti
Si ringraziano, per l’assistenza e la collaborazione alle indagini, l’Ing. Michele
Lanza e la Dott.ssa Isabella Gallo dell’Istituto Italiano della Saldatura.
Francesca DE CUPIS, storico dell’arte, lavora dal 2002 presso la Soprintendenza per i Beni Storici, Artistici ed
Etnoantropologici della Liguria. Ha diretto diversi restauri su opere liguri; dal 2006 si occupa della tutela del patrimonio
storico-artistico dell’estremo Ponente ligure in qualità di tecnico di zona.
Simone RUSCA, laureato in Ingegneria Meccanica nel Febbraio 2002 c/o l’Università degli Studi di Genova, International
Welding Inspector - Comprehensive dal 2005, Livello 3 EN 473 / ISO 9712 nei metodi VT, MT, PT, RT, LT, ricopre il ruolo di
Responsabile del Centro Esame IIS del Personale addetto alle Prove non Distruttive dal 2006 e di Responsabile dell’Area
Formazione Controlli non Distruttivi dal 2009. In forza alla Divisione Formazione dell’Istituto Italiano della Saldatura dal
Settembre 2002, svolge attività di docenza nell’ambito delle Prove non Distruttive e dell’Ispezione dei Giunti Saldati e attività di
sviluppo e set-up di tecnologie innovative nel campo delle Prove non Distruttive, quali la Radiografia Computerizzata.
Corso di Specializzazione in Saldatura
Utile alla Qualificazione ad International Welding
Engineer - Technologist
Comun Nuovo (BG) 2010
L’ISTITUTO ITALIANO DELLA SALDATURA, secondo la programmazione descritta nella propria Attività Didattica 2010 (http://www.formazionesaldatura.it ), terrà presso il Centro Orientamento Sviluppo
e Formazione (COSF) di Comun Nuovo (BG) il proprio Corso di Specializzazione in Saldatura.
Tenuto dal 1952 presso alcune delle più prestigiose Sedi scolastiche ed accademiche, con oltre 13.000
tecnici qualificati, il corso rappresenta tuttora il principale strumento per la formazione di base dei tecnici
operanti nella fabbricazione mediante saldatura.
Durante il corso (l’unico riconosciuto dall’Istituto Internazionale della Saldatura, IIW, e dalla
Federazione Europea della Saldatura, EWF), sarà fornita ad ogni partecipante la collana completa delle nuove pubblicazioni dell’IIS ed un CD Rom edito in collaborazione con l’UNI contenente una raccolta di oltre 300 norme europee relative alla saldatura ed ai controlli non distruttivi dei giunti saldati.
Valenza del Corso
Il Corso di Specializzazione consente una prima ma completa preparazione nei più diffusi processi di saldatura e materiali utilizzati in ambito industriale.
Per tale ragione, può risultare di particolare interesse per personale di recente assunzione in Azienda, che
abbia bisogno di una prima formazione specifica, così come anche per personale più esperto, come
momento di aggiornamento.
Tra i settori industriali più interessati a questo corso possono essere citati il chimico ed il petrolchimico, il
navale, il ferroviario, la meccanica, l’offshore.
Alla sua tradizionale valenza, il Corso ha aggiunto nel tempo un significato ulteriore, valido come prima
parte dei percorsi di Qualificazione per Welding Engineer e Technologist. Queste qualificazioni hanno
assunto particolare rilevanza negli ultimi anni, in quanto previste dalle principali normative di prodotto che
regolano il settore della fabbricazione nei settori della carpenteria metallica, della caldareria e della fabbricazione di pipeline ed inoltre sono previsti come requisito di legge per i fabbricanti nel settore
della carpenteria civile, così come indicato dal D.M. 14 Gennaio 2008 “Approvazione delle nuove
norme tecniche per le costruzioni” al punto 11.3.4.5 “Processo di saldatura”, tabella 11.3.IX
(coordinamento delle attività di saldatura).
Calendario ed orario delle lezioni
Il Corso è formato da una parte teorica (della durata di 80 ore) ed una pratica (60 ore), svolte con lezioni
serali della durata di quattro ore ciascuna, dalle 16:30 alle 20:30, per tre giorni alla settimana.
Le lezioni teoriche saranno svolte nell’arco di sette settimane lavorative, quelle pratiche in cinque, con
inizio immediatamente dopo la parte teorica.
L’inizio è previsto il giorno Lunedì 25 Ottobre 2010, la conclusione nel mese di Marzo 2011.
Programma delle lezioni
Gli argomenti trattati durante le lezioni teoriche previste saranno i seguenti:
1. Tecnologia della saldatura (processi con fiamma ossiacetilenica, con elettrodo rivestito, a filo continuo in protezione gassosa MIG / MAG e FCAW, TIG, ad arco sommerso; taglio termico).
2. Metallurgia e saldabilità (metallurgia applicata alla saldatura, fabbricazione e classificazione degli
acciai, prove tecnologiche, struttura dei giunti saldati, difetti metallurgici ed operativi, saldabilità degli
acciai al carbonio, a grano fine).
Durante le 15 esercitazioni pratiche, saranno svolte in primo luogo dimostrazioni ed esercitazioni di
saldatura a difficoltà crescente nei processi manuali o semiautomatici (fiamma, elettrodo rivestito, TIG,
MIG/MAG), dimostrazioni applicative di controlli non distruttivi (metodi VT, PT, MT, RT ed UT), stesura
ed interpretazione di specifiche di procedura di saldatura (WPS).
Iscrizioni
Le domande di iscrizione dovranno pervenire unitamente ad un certificato comprovante il titolo di studio
posseduto.
Chi fosse invece interessato a partecipare in forma non impegnativa ad alcune lezioni, riservandosi di
regolarizzare la propria iscrizione solo in un secondo tempo, potrà farlo contattando direttamente la
Segreteria.
Modalità di pagamento
La quota di partecipazione al Corso è di € 3.150,00 (IVA esclusa). La quota suddetta deve essere
corrisposta contestualmente alla conferma di svolgimento del Corso, tramite bonifico bancario
(conto corrente 64500, Cassa Risparmio Alessandria, ABI 06075, CAB 01400, CIN G, IBAN
IT72G0607501400000000064500, intestato all’Istituto Italiano della Saldatura).
Informazioni
Per ulteriori informazioni si prega rivolgersi all’Istituto Italiano della Saldatura, Lungobisagno
Istria 15, 16141 Genova.Tel. 010 8341371, fax 010 8367780, e-mail: [email protected].
Esperienze nell’impiego dei materiali
avanzati per centrali termiche Ultra
Super Critiche: il grado ASTM P92
e la sua saldabilità
(°)
S. Caminada *
G. Cumino *
A. Lauro **
Sommario / Summary
Il grado ASTM A335 P92 è, allo stato attuale, il miglior materiale disponibile per la fabbricazione delle linee principali di
vapore e dei collettori nelle moderne centrali termoelettriche
Ultra Super Critiche in quanto unisce elevata resistenza allo
scorrimento viscoso, alta stabilità microstrutturale e buona
resistenza alla corrosione e all’ossidazione da vapore. Queste
caratteristiche ne permettono l’impiego fino a 620 °C con
pressioni fino a 320 bar.
La saldatura di questo materiale, caratterizzato da un elevato
tenore di elementi di lega, richiede attenzioni particolari nel
controllo delle condizioni operative. In questo articolo
Tenaris ed IIS presentano uno studio congiunto sulla saldabilità del grado 92 in cui si è analizzato l’effetto della variazione di importanti parametri quali preriscaldo, interpass e
trattamento post-saldatura sulle proprietà meccaniche e
microstrutturali del giunto.
ASTM A335 P92 is the best available material for the fabrication of main steam lines and steam headers in USC power
plants: in fact it combines high creep resistance and long
term microstructural stability with good steam oxidation and
(°) Memoria presentata alla Giornata di Formazione e Aggiornamento IIS: “La
saldatura degli acciai basso legati al Cr-Mo per servizio ad alta temperatura
e al Ni per servizio criogenico” - Genova, 20 Maggio 2010.
*
Tenaris - Dalmine (BG).
** Istituto Italiano della Saldatura - Genova.
corrosion resistance. These properties allow the use of grade
92 with steam temperatures up to 620 °C and pressures of
320 bars.
Because of its high alloy content, grade 92 requires a particular control of the welding parameters. In this paper Tenaris
and IIS describe the results of a joint research activity carried
out to evaluate the effect of pre-heating, interpass and PWHT
parameters on the mechanical and microstructural properties of the joint.
Keywords:
Creep; creep resisting materials; creep strength; creep tests;
elevated temperature strength; hardness tests; heat affected
zone; high alloy Cr Mo steels; high temperature; influencing
factors; mechanical properties; mechanical tests; metallography; microstructure; multirun welding; post weld heat
treatment; post weld operations; power stations; preheating;
service conditions; temperature; toughness; weld zone; weldability.
S. Caminada et al. - Esperienze nell’impiego dei materiali avanzati per centrali termiche Ultra Super Critiche, ecc.
Le moderne centrali termoelettriche
Ultra Super Critiche hanno raggiunto
rendimenti molto elevati attraverso l’incremento della temperatura e pressione
del vapore. Nelle caldaie più avanzate,
quali ad esempio l’impianto di Torrevaldaliga Nord [1], la temperatura del
vapore primario in uscita dalla caldaia
supera i 600 °C con pressioni di 320 bar.
Queste condizioni di lavoro possono
essere ottenute unicamente con l’impiego di materiali avanzati che uniscono
alta resistenza allo scorrimento viscoso e
buona resistenza all’ossidazione da
vapore e alla corrosione a caldo. Il grado
AST M A 3 3 5 P 9 2 è , a l m om e nt o, i l
miglior materiale disponibile per la fabbricazione delle linee vapore e dei collettori. Infatti la struttura martensitica di
questo materiale assicura elevata resistenza meccanica e in particolare ottima
resistenza a creep (con un incremento di
circa il 25% rispetto al grado ASTM
A335 P91 sul dato a 600 °C per 10 5 h
[2,3]) con la resistenza a corrosione ed
ossidazione degli acciai al 9%Cr.
L’elevato contenuto di elementi di lega
rende questo acciaio particolarmente
temprabile e di conseguenza è necessario prestare particolare attenzione,
durante tutte le fasi della saldatura, alle
condizioni operative. Allo scopo di verificare l’effetto dei parametri di saldatura
sulle proprietà microstrutturali e meccaniche dei giunti saldati in grado 92,
Tenaris e Istituto Italiano della Saldatura
(IIS) hanno effettuato uno studio adottando condizioni estreme per le temperature di preriscaldo e di interpass e sulle
condizioni di trattamento post-saldatura.
I giunti saldati oggetto delle analisi sono
stati eseguiti dal Laboratorio dell’IIS
2. Caratteristiche del grado P92
e produzione dei tubi senza
saldatura
Il grado P92 è un acciaio ferritico-martensitico caratterizzato da un contenuto
di circa 9%Cr, 1.5%W e con aggiunte di
Mo, Nb, V, B e N. La composizione
chimica, in accordo con la norma ASTM
A335, è indicata nella Tabella I.
Temperature (°C)
1. Introduzione
L’alto tenore di Cr garantisce una buona
resistenza all’ossidazione e, insieme a W
e Mo, offre un rafforzamento per soluzione solida. L’aggiunta di Nb, V e N
determina la formazione di carbonitruri
molto fini diffusi in tutta la matrice che,
insieme ai carburi di tipo M23C6, offrono
un rafforzamento per precipitazione [4].
La microstruttura e le caratteristiche
meccaniche sono ottenute con un trattamento termico di normalizzazione e rinvenimento. La temperatura di normalizzazione deve essere superiore ai 1040 °C
in modo tale da riportare in soluzione la
maggior parte dei carburi e nitruri
primari formatisi durante la fase di produzione. Come mostrato nella Figura 1,
questo acciaio, per via dell’elevato contenuto di elementi di lega, forma una
struttura martensitica per un’ampia
gamma di velocità di raffreddamento:
questo permette di ottenere piena tempra
anche su sezioni relativamente spesse
con raffreddamento in aria. Il rinvenimento viene invece operato tra i 750 °C
ed i 780 °C allo scopo di ridurre la
durezza ed ottenere una struttura di martensite rinvenuta, più duttile e tenace.
con processi ad elettrodo infusibile sotto
protezione di gas argon (GTAW) per le
prime passate a fondo cianfrino e con
elettrodi rivestiti (SMAW) per il riempimento, in accordo alle specifiche di saldatura redatte dall’IIS:
• pW PS-WE1_WB1_Rev1 (EN ) pWPS-WE1_WB2_Rev1 (EN)
• pW PS-WE2_WB1_Rev1 (EN ) pWPS-WE2_WB2_Rev1 (EN)
utilizzando materiali d’apporto forniti
dalla Società Boehler, del tipo:
• GTAW (rods Thermanit MTS 616 Φ 2.4 mm)
• SMAW (electrodes Thermanit MTS
616 - Φ 3.25 mm and Φ 4.0 mm).
Time (s)
Figura 1 - Diagramma CCT relativo al grado 92.
TABELLA I - Composizione chimica secondo la norma ASTM A335.
Grado
92
C
Mn
P
S
Si
Cr
Mo
W
Nb
min
0.07
0.30
-
-
-
8.50
0.30
1.50
0.04
max
0.13
0.60
0.50
9.50
0.60
2.00
0.09
0.020 0.010
V
B
N
Al
Ni
Ti
Zr
0.15 0.0010 0.030
-
-
-
-
0.25 0.0060 0.070
0.02
0.40
0.01
0.01
TABELLA II - Proprietà meccaniche a temperatura ambiente dei tubi utilizzati per la sperimentazione e valori di riferimento
secondo ASTM A335.
Rs
[MPa]
Rs
[MPa]
Durezza
[HV10]
A
[%]
Valore minimo
>440
>620
<265
>20
-
Ottenuto
562
732
245
25
156
Il materiale utilizzato per la sperimentazione è un tubo senza saldatura ASTM
A335 P92, di diametro 355.6 mm e spessore 31 mm. Le proprietà meccaniche a
temperatura ambiente ottenute dopo normalizzazione e rinvenimento sono riportate nella Tabella II, insieme ai valori di
riferimento della norma ASTM A335.
I tubi utilizzati in questa attività di
ricerca sono stati laminati a caldo nel
laminatoio tubi medi (FTM) dello stabil i me n to Te n a r isDa l m i ne , pre sso
Dalmine (BG). La produzione dei tubi
senza saldatura avviene partendo da
barre di acciaio, colate in lingotto e forgiate, che vengono tagliate in billette e
quindi preriscaldate in un forno rotativo.
Raggiunta la temperatura di laminazione, le billette vengono estratte dal
forno e perforate tramite effetto Mannessman allo scopo di ottenere un corpo
forato. Tale forato viene quindi laminato
su mandrino in un laminatoio multi
stand (MPM) a mandrino trattenuto allo
scopo di ottenere lo spessore richiesto.
Lo sbozzato viene quindi riportato in
temperatura in un forno intermedio ed
infine calibrato per ottenere il diametro
finale. Il tubo ottenuto viene quindi raffreddato ed inviato all’area di trattamento termico, dove viene effettuata la
normalizzazione ed il rinvenimento.
Infine il tubo termicamente trattato
viene finito, controllato e marcato per la
spedizione.
3. Attività sperimentale
Per il programma di ricerca sono stati
saldati 4 giunti circonferenziali con le
seguenti modalità operative:
• WE1: 2 giunti con temperatura di
interpass di 100 ÷ 150 °C
• WE2: 2 giunti con temperatura di
interpass di 350 ÷ 450 °C.
Prova di resilienza KV
[J]
Ciascun giunto è stato sottoposto alle
seguenti due differenti condizioni di trattamento termico di distensione post-saldatura (PWHT):
• Wb1: Temperatura mantenimento
740 °C, tempo mantenimento 2 ore
• Wb2: Temperatura mantenimento
780 °C, tempo mantenimento 15 ore.
Sui giunti saldati sono state eseguite,
presso il Laboratorio IIS, una serie di
prove distruttive come descritto nella
Tabella III.
Le misure di durezza sono state effettuate sui campioni macro secondo lo
schema mostrato nella Figura 4.
3.1 Risultati delle prove
I risultati delle prove eseguite dal Laboratorio IIS sono riportati nella Tabella IV
e riassunti in modo grafico nei diagrammi della Figura 2.
TABELLA III
Campione
Condizioni di prova
Tipo e metodo di prova
Esame micrografico
WE1 (-Wb1)
Prima del PWHT
T interpass 100/150 °C
Misure di durezza HV0.5
Esame macrografico
Misure di durezza HV10
Esame micrografico
WE2 (-Wb1)
Prima del PWHT
T interpass 350/450 °C
Esame macrografico
Trazione trasversale al giunto
WE1-Wb1
Prove dopo PWHT Wb1 + invecchiamento a 600 °C x 5000 h
In corso c/o Tenaris
Trazione su MB
KV // HAZ a +20 °C
KV P HAZ a +20 °C
WE2-Wb1
Trazione su MB
KV // HAZ a +20 °C
KV P HAZ a +20 °C
(segue)
TABELLA III - (segue)
Campione
Condizioni di prova
WE1-Wb2
Trazione su MB
KV // HAZ a +20 °C
KV P HAZ a +20 °C
WE2-Wb2
Trazione su MB
KV // HAZ a +20 °C
KV P HAZ a +20 °C
Esame macrografico
KV // HAZ a +20 °C (J)
KV P HAZ a +20 °C (J)
WE1-Wb1
Prove dopo PWHT
Wb1 740 °C x 2 h
KV P WM a +20 °C (J)
Esame micrografico
n° 6 prove di CREEP
Esame macrografico
KV // HAZ a +20 °C (J)
WE2-Wb1
Prove dopo PWHT
Wb1 740 °C x 2 h
Esame micrografico
Esame macrografico
KV // HAZ a +20 °C (J)
WE1-Wb2
Prove dopo PWHT
Wb2 780 °C x 15 h
Esame micrografico
Piega trasversale al giunto
Piega laterale al giunto
n° 6 prove di CREEP
Esame macrografico
KV // HAZ a +20 °C (J)
WE2-Wb2
Prove dopo PWHT
Wb2 780 °C x 15 h
Esame micrografico
TABELLA IV
Risultati
BM
HAZ
WM
Esame micrografico
WE1
234 236 237
234 238 237
392 423 427
285 365 432
473 444 399
463 446 376
224 227 212
222 216 220
418 456 452
225 334 432
421 428 420
454 382 346
WE2
244 244 247
233 226 226
446 452 452
460 463 460
222 227 230
224 219 218
220 227 222
238 241 227
411 444 450
450 428 351
233 247 266
216 246 264
416 415 413
423 432 428
437 443 443
463 467 423
220 228 220
225 212 228
271 259 273
277 263 270
280 278 251
267 238 209
222 231 228
221 225 222
n.a.
n.a.
36 32 25
Accettabile
231 249 246
241 240 241
249 268 323
229 163 291
248 234 248
291 289 302
n.a.
n.a.
281 244 218
280 254 240
213 216 211
234 228 237
In corso c/o TENARIS
Accettabile
233 227 234
244 229 230
WE2 KV // HAZ a +20 °C (J)
+
Wb1 KV P WM a +20 °C (J)
230 234 268
232 253 266
262 243 247
259 277 259
162 163 170
n.a.
161 167 169
n.a.
48 49 47
Esame micrografico
Accettabile
232 234 241
234 240 232
248 268 325
241 226 265
274 268 268
266 272 276
225 225 219
222 226 225
213 216 221
214 221 227
226 229 229
233 222 220
Esame macrografico
n.a.
69 87 85
Esame macrografico
n.a.
444 432 441
428 458 458
158 154 141
N° 6 prove di CREEP
225 216 231
220 220 212
Accettabile
KV // HAZ a +20 °C (J)
WE1 KV P HAZ a +20 °C (J)
+
Wb1 KV P WM a +20 °C (J)
Esame micrografico
421 458 467
405 343 238
Accettabile
Esame macrografico
n.a.
Accettabile
Esame macrografico
n.a.
Accettabile
Esame micrografico
BM
Accettabile
Esame macrografico
HAZ
n.a.
n.a.
235 224 219
225 219 214
218 213 218
219 218 218
Accettabile
KV // HAZ a +20 °C (J)
134 120 141
n.a.
120 119 117
n.a.
WE1 KV P WM a +20 °C (J)
Esame micrografico
+
Wb2
77 90 73
Accettabile
215 228 226
228 241 231
218 224 235
221 224 240
243 235 237
243 251 256
n.a.
n.a.
695.96 MPa - 699.30 MPa - 705.50 MPa - 704.00 MPa
Accettabile
Accettabile
N° 6 prove di CREEP
In corso c/o TENARIS
(segue)
TABELLA IV - (segue)
Risultati
BM
HAZ
WM
Esame macrografico
212 210 208
204 202 203
219 221 229
223 229 222
201 203 199
208 208 206
207 216 222
220 210 208
222 220 219
217 216 218
132 135 135
WE2 KV P WM a +20 °C (J)
+
Wb2 Esame micrografico
BM
Accettabile
KV // HAZ a +20 °C (J)
HAZ
n.a.
117 95 75
n.a.
61 89 85
Accettabile
221 207 215
229 234 232
225 229 228
225 222 226
209 207 210
221 214 225
n.a.
667.70 MPa - 665.00 MPa - 672.30 MPa - 673.40 MPa
Accettabile
Accettabile
Confronto tra le durezze sul giunto
as-welded e dopo PWHT
Hardness (HV)
Rupture strength (MPa)
Prova di trazione trasversale
CW Tensile tests
Position
Resilienza nella ZF
Impact Energy (J)
Impact Energy (J)
Resilienza nella ZTA
Position
Figura 2
Position
n.a.
Figura 4 - Schema di campionamento per le
misure di durezza.
Macro WE1
Macro WE2
Figura 3 - Macrografie nelle condizioni WE1 e WE2.
Figura 5a - Ciclo termico di saldatura nella
condizione WE1.
4. Commenti ai risultati delle
prove prima del PWHT
Nel seguito si riportano i commenti ai
risultati di ciascuna prova eseguita sui
giunti prima del trattamento termico di
distensione / rinvenimento.
4.1 Esami macrografici e misure di
durezza
Il confronto tra i giunti saldati con bassa
temperatura di interpass (WE1) e con
alta temperatura di interpass (WE2) ha
permesso di evidenziare in entrambi i
casi l’assenza di difetti (vedi Fig. 3) e
soprattutto livelli di micro-durezza
(HV0.5) (Fig. 4) in zona termicamente
alterata lievemente superiori nella condizione WE2; ciò è probabilmente dovuto
al fatto che la trasformazione martensitica finale è avvenuta direttamente dalla
struttura austenitica solo al termine della
saldatura, senza l’effetto di rinvenimento
tra le passate (Figg. 5a e 5b).
4.2 Esami micrografici
Dal punto di vista metallografico le due
condizioni di saldatura WE1 e WE2
hanno evidenziato alcune importanti differenze (Figg. 6a e 6b).
Nel caso WE1 la struttura micrografica
in zona fusa è risultata essere costituita
da grano molto fine di martensite rinvenuta con presenza di carburi precipitati a
bordo grano.
Figura 5b - Ciclo termico di saldatura nella
condizione WE2.
Questa è strettamente legata all’affinamento del grano ed al sensibile effetto di
rinvenimento fra le passate sulla struttura martensitica.
Al contrario nel caso WE2 la struttura è
risultata essere costituita da martensite
non rinvenuta con quasi assenza di precipitazione di carburi.
Il grano appare ingrossato, in particolare
nella zona fusa, ed è evidente l’assenza
degli effetti di affinamento del grano,
dalla struttura austentica primaria, e di
rinvenimento della martensite a causa
del mantenimento del materiale al di
sopra della temperatura (Ms) di martensite start durante l’intera fase di saldatura.
Ciò è stato confermato anche dai valori
di micro durezza che sono risultati superiori rispetto al caso WE1.
Figura 6a - Micro su linea di fusione giunti WE1 e WE2.
Figura 6b - Micro in zona fusa giunti WE1 e WE2.
6. Commenti ai risultati delle
prove dopo i PWHT
Nel seguito si riportano i commenti ai
risultati di ciascuna prova eseguita sui
giunti dopo i trattamenti termici di
Figura 7 - Macro su giunto WE1 + Wb1.
5. Trattamenti termici post
saldatura
I giunti, dopo saldatura, sono stati sottoposti a due tipi di trattamento termico di
• Wb1: riscaldamento 80 °C/h - mantenimento 740 °C x 2 h - raffreddamento 80 °C/h
• Wb2: riscaldamento 80 °C/h - mantenimento 780 °C x 15 h - raffreddamento 80 °C/h.
Le due tipologie di trattamento sono
state scelte al fine di simulare le condizioni limite a cui le saldature possono
essere sottoposte durante la fabbricazione di componenti per applicazioni
industriali.
In particolare il primo caso (Wb1) è rappresentativo del minimo tempo di trattamento consentito in relazione al materiale ed allo spessore del giunto saldato;
il secondo simula invece un ciclo di trattamento con una durata ritenuta adeguata, pari a 5/6 ore, per ottenere caratteristiche meccaniche ottimali sia in ZTA
che nel materiale d’apporto considerando inoltre l’effetto di eventuali due
ulteriori trattamenti termici (tempo
totale di PWHT pari a 15 ore) che si rendessero necessari per riparazioni nel
corso della fabbricazione e/o dell’esercizio del componente.
Figura 8 - Micro su linea di fusione WE1 + Wb1.
6.1 Giunto WE1 - Wb1
Esame macrografico e misure di durezza
(HV 10)
L’esame ha confermato l’assenza di
difetti anche dopo PWHT (Fig. 7).
I livelli di durezza nelle diverse zone del
giunto hanno mostrato una forte riduzione rispetto alla stato come saldato.
I valori sono risultati sempre inferiori al
limite di 280 HV e superiori al limite
220 HV generalmente richiesti per i
giunti saldati in P92.
Si può evidenziare che anche il trattamento termico eseguito a bassa temperatura e per tempi brevi (Wb1) è stato sufficiente per ottenere un adeguato effetto
di rinvenimento del giunto saldato.
Prove di resilienza a +20 °C in zona termicamente alterata ed in zona fusa
La tenacità in ZTA, sia con intaglio parallelo che perpendicolare alla superficie, è
risultata accettabile con valori sempre
superiori a 47 J (limite generalmente
atteso per il materiale tipo P92) anche se
non uniformi tra loro. Al contrario i risultati ottenuti in zona fusa non possono
essere ritenuti accettabili in quanto i
valori sono sempre inferiori a 47 J. A tale
riguardo deve essere evidenziato che, per
il materiale d’apporto depositato, sono
necessari temperature e tempi di rinvenimento superiori al fine di garantire caratteristiche di tenacità adeguate.
Esame micrografico e misure di durezza
(HV 0.5)
L’esame micrografico (Fig. 8) ha confermato la presenza di un grano fine a strut-
tura martensitica rinvenuta; rispetto alla
condizione come saldato si osserva
un’evidente precipitazione di carburi a
bordo grano ed una forte riduzione dei
valori di durezza. Ciò è strettamente
legato all’ulteriore effetto di rinvenimento sulla struttura martensitica
dovuto al PWHT.
(HV 10)
L’esame macrografico (Fig. 9) ha confermato l’assenza di difetti anche dopo
PWHT. I livelli di durezza nelle diverse
zone del giunto hanno mostrato una forte
riduzione rispetto allo stato come
saldato. I valori sono risultati sempre
inferiori al limite di 280 HV e superiori
al limite 220 HV ritenuti ottimali per i
giunti saldati in P92. Anche in questo
caso si può osservare che anche il trattamento termico eseguito a bassa temperatura e per tempi brevi (Wb1) è stato sufficiente per ottenere un adeguato effetto di
rinvenimento del giunto saldato. In
aggiunta si può sottolineare che non sono
state rilevate differenze sostanziali tra le
due condizioni di saldatura WE1 e WE2,
con riferimento ai valori di durezza
riscontrati nelle diverse zone del giunto.
La tenacità in ZTA, sia con intaglio
parallelo che perpendicolare alla superficie, è risultata accettabile con valori
molto omogenei e sempre superiori a
47 J (limite generalmente atteso per il
grado P92). Al contrario i risultati ottenuti in zona fusa sono, seppur conformi,
di poco superiori al valore limite di 47 J.
(HV 0.5)
L’esame micrografico (Fig. 10) ha confermato la presenza di un grano fine a
Figura 10 - Micro su linea di fusione giunto WE2 + Wb1.
struttura martensitica rinvenuta con precipitazione di carburi a bordo grano ed
una forte riduzione dei valori di durezza,
rispetto alla condizione come saldato per
l’effetto di rinvenimento sulla struttura
martensitica del PWHT.
ma spesso inferiori a 210 HV, limite
inferiore generalmente richiesto nei
giunti saldati in P92.
(HV 10)
L’esame macrografico (Fig. 11) ha confermato l’assenza di difetti anche dopo
PWHT. I livelli di durezza nelle diverse
zone del giunto hanno mostrato una forte e
più evidente riduzione rispetto alla stato
come saldato. Infatti i valori di durezza
sono risultati molto omogenei ed inferiori
rispetto al caso con PWHT a più bassa
temperatura e più breve (Wb1) ma comunque sempre superiori al limite di 210 HV,
ritenuto comunque un valore pienamente
accettabile per il materiale in questione.
molto alti ed omogenei e sempre superiori a 47 J. Anche i risultati ottenuti in
zona fusa sono risultati accettabili con
valori superiori al valore limite di 47 J.
(HV 0.5)
L’esame micrografico (Fig. 12) ha con-
fermato la presenza di una struttura martensitica rinvenuta con precipitazione di
carburi a bordo grano più evidente.
Anche in questo caso i valori di durezza
sono risultati assai inferiori rispetto allo
stato come saldato. Questa ulteriore
riduzione può essere attribuita all’effetto
di sovrarinvenimento sulla struttura
martensitica causato dal trattamento
termico (Wb2) eseguito a temperatura
più alta e per tempi più lunghi rispetto
alla condizione Wb1.
Prove di trazione
Le caratteristiche tensili ottenute nella
prova di trazione, sia al diritto che al
rovescio del giunto, sono risultate accettabili. I provini si sono rotti in zona fusa
ad un carico superiore al minimo tabellare richiesto per il materiale base.
Prove di piega
Le prove di piega condotte sia al diritto
che laterali al giunto, hanno dato esito
accettabile.
(HV 10)
L’esame macrografico (Fig. 13) ha confermato l’assenza di difetti anche dopo il
PWHT.
Le misure, nelle varie zone del giunto,
hanno mostrato la più alta riduzione dei
limiti di durezza. Infatti i valori di
durezza sono risultati molto omogenei
Prove di resilienza a +20 °C in zona
termicamente alterata ed in zona fusa
molto alti ed omogenei e sempre superiori a 47 J. Anche i risultati ottenuti in
zona fusa sono risultati accettabili con
valori superiori al valore limite di 47 J.
Si può sottolineare che tali valori sono
risultati tuttavia inferiori a quelli ottenuti
nella condizione WE1.
(HV 0.5)
L’esame micrografico (Fig. 14) ha confermato la presenza di una struttura martensitica rinvenuta con precipitazione di
carburi a bordo grano e non ha evidenziato la presenza di ferrite residua.
Anche in questo caso i valori di durezza
sono risultati inferiori rispetto allo stato
come saldato, ma in modo più marcato.
Questa evidente riduzione può essere
attribuita all’effetto di addolcimento e
sovrarinvenimento, causato dal trattamento termico (Wb2) eseguito a temperatura più alta e per tempi più lunghi, su una
struttura martensitica caratterizzata da un
grano austenitico primario di maggiori
dimensioni, in particolare nella zona fusa,
dovuto alle modalità di saldatura (WE2) a
più alte temperature di preriscaldo e di
interpass. È utile sottolineare che il mantenimento per tempi lunghi a temperature
superiori a Ms non è stato comunque in
grado di permettere la parziale trasformazione dell’austenite in ferrite senza successiva formazione di martensite.
Prove di trazione
Le caratteristiche tensili ottenute nella
prova di trazione, sia al diritto che al
rovescio del giunto, sono risultate accettabili. I provini si sono rotti in zona fusa
ad un carico superiore al minimo tabellare richiesto per il materiale base ma
minore rispetto al caso WE1 + Wb2.
Questo può essere giustificato dalla presenza di un grano austenitico primario più
grosso e dall’effetto di addolcimento e
sovrarinvenimento causati dalle modalità
di saldatura (WE2) e dal PWHT (Wb2).
la temperatura Mf e rimane poco tempo
in campo austenitico con riduzione dell’ingrossamento del grano austenitico
primario). Inoltre la sequenza delle
passate (multipass) consente un primo
effetto di rinvenimento tra una passata e
l’altra. Il successivo trattamento termico
di distensione determina un adeguato
effetto di rinvenimento della martensite
sia in zona termicamente alterata sia,
soprattutto, in zona fusa.
Maggiori informazioni potranno essere
date a valle dei risultati delle prove in
corso.
Stefano CAMINADA, laureato in Ingegneria Meccanica presso il Politecnico
di Milano nel 2003, ha lavorato nel dipartimento di R&D di Tenaris Dalmine
occupandosi in particolare dei materiali per alte temperature (Power &
Process) e partecipando a diversi progetti europei di ricerca. Attualmente è
responsabile di Technical Sales Power Generation. È autore/co-autore di
oltre 30 pubblicazioni tecniche sulla resistenza a creep, l’evoluzione
microstrutturale e la saldabilità degli acciai ferritico-martensitici per
impieghi ad alta temperatura.
Prove di piega
Le prove di piega, condotte sia al diritto
che laterali al giunto, hanno dato esito
accettabile.
7. Conclusioni
La valutazione di tutte le prove di laboratorio fin qui condotte può essere riassunta
nel modo seguente, tenendo presente che
allo stato attuale alcune prove fondamentali, quali quelle dopo il trattamento di
invecchiamento e soprattutto quelle di
scorrimento viscoso, sono ancora in
corso e solo queste potranno consentire
di dare un giudizio finale sul comportamento in esercizio dei giunti saldati.
Tra le condizioni testate in questa attività, i risultati migliori in termini di
livelli di durezza, caratteristiche tensili,
tenacità e struttura metallografica nelle
differenti zone del giunto saldato,
tenendo in considerazione le differenti
proprietà meccaniche fra zona fusa
(determinata da un materiale d’apporto
più debole) e materiale base, sembrano
essere quelli ottenuti nella combinazione
fra le modalità di saldatura WE1 (a più
bassa temperatura di preriscaldo ed
interpass) e le condizioni di trattamento
termico Wb2 (con temperature più alte e
tempi di permanenza più lunghi).
Ciò può essere messo in relazione alla
formazione di una struttura a grano fine
martensitica durante l’esecuzione della
saldatura (ciascuna passata scende sotto
Giuseppe CUMINO, Ingegnere chimico laureato al Politecnico di Torino nel
1972. Ha lavorato in vari settori R&D e Qualità prima nella Dalmine SpA e
poi nella Tenaris Dalmine, ricoprendo vari ruoli nella Ricerca e nello
Sviluppo Prodotto. Nello Sviluppo Prodotto ha lavorato in settori differenti
(bombole, meccanico, OCTG …), in particolare nello sviluppo di line pipe e
risers di alto spessore e alta performance per impieghi offshore. È autore/
coautore di più di 30 pubblicazioni. Attualmente Global Product Leader
presso la Tenaris per i prodotti tubolari per la generazione di energia e per
prodotti per applicazioni in petrolchimica e raffinerie.
Alberto LAURO, laureato in Ingegneria Meccanica a Genova nel 1982. Dal
1983 a tutt'oggi dipendente dell'Istituto Italiano della Saldatura. Nel corso
della carriera ha ricoperto gli incarichi di Dirigente Responsabile del Settore
Caldareria e della Divisione Ingegneria, svolgendo attività di assistenza e
consulenza nel campo della metallurgia e delle costruzioni saldate di componenti a pressione per impianti chimici e raffinerie. Attualmente ricopre la
funzione di Responsabile del Coordinamento delle Divisioni Formazione Ricerca - Laboratorio dell’Istituto Italiano della Saldatura.
Bibliografia
[1]
http://www.enel.com/itIT/innovation/project_technology/thermal_power_
plants/clean_coal/index.aspx?it=-3.
[2]
ECCC datasheet for X10CrMoVNb9-1 (grade 91) steel, 2009.
[3]
ECCC datasheet for X10CrWMoVNb9-2 (grade 92) steel, 2005.
[4]
Caminada S., Cumino G., Cipolla L., Di Gianfrancesco A., Di Nunzio P.,
Venditti D.:«Long term microstructural evolution of 9-12% Cr martensitic
steels for advanced USC plants», New developments on Metallurgy and
Applications of high strength steels, Buenos Aires, May 2008.
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Trattamenti termici in forno:
modalità di esecuzione e applicazioni
(°)
V. Grassi *
Sommario / Summary
La riuscita del trattamento termico di un manufatto saldato è
influenzata in modo determinante dalle caratteristiche dei
forni, dalla reale distribuzione della temperatura negli
impianti e dalla disposizione delle termocoppie sul pezzo in
lavorazione.
La geometria, le dimensioni e il peso dell'oggetto da trattare,
in aggiunta alla preparazione e competenza del personale
addetto alla conduzione dei forni, contribuiscono in eguale
misura all'esito finale del trattamento. Nell'articolo sono
approfonditi alcuni di questi argomenti con esempi adottati
nella pratica quotidiana.
The result of the heat treatment of a welded manufactured
article is influenced in conclusive way by the characteristics
of the ovens, from the real distribution of the temperature and
from the disposition of the thermocouples on the piece.
The geometry, the dimensions and the weight of the object to
be treated additionally to the preparation and the competence
of the personnel employed to the management of the ovens
contribute in equal measure to the final result of the treatment. In the article some of these matters are deepened with
examples adopted in the daily practice.
Keywords:
Calibration; dimensions; finite element analysis; furnaces;
hardness tests; heat treatment; measurement; measuring
instruments; mechanical tests; nondestructive testing; post
weld heat treatment; quality control; residual stresses; strain
gauges; temperature; utilisation; welded joints.
(°) Memoria presentata al Convegno IIS: “I trattamenti termici di
componenti e strutture saldate” - Genova, 30 Settembre 2009.
*
Trater s.r.l. - Nova Milanese (MB).
V. Grassi - Trattamenti termici in forno: modalità di esecuzione e applicazioni
Introduzione
Il trattamento termico è un’attività da
considerarsi parte integrale dei processi
di saldatura e da esso dipendono:
• le caratteristiche meccaniche dei
materiali utilizzati per la costruzione
dei manufatti e dei giunti;
• la loro resistenza alla corrosione;
• la loro resistenza a fatica;
• la loro resistenza al fenomeno della
tensocorrosione.
Molte aziende si sono dotate di impianti
di trattamento e svolgono questa attività
nel proprio stabilimento; in altri casi,
questa importante lavorazione è affidata
ad aziende specializzate.
Per chi esegue i trattamenti termici nella
propria azienda o per chi si affida
all’esterno i cicli termici per i diversi tipi
di materiale sono generalmente noti, o
individuabili in letteratura e nelle normative di riferimento applicabili. Sono limitate, invece, le conoscenze relative alle
modalità di esecuzione dei trattamenti.
In particolare, sono limitate le informazioni relative alla misura, al controllo ed
alla registrazione della temperatura, alla
conduzione dei trattamenti, alla preparazione dei manufatti, ai forni e alle loro
caratteristiche. Nella maggior parte dei
casi, inoltre, poco si conosce in merito
alla disposizione dei manufatti in forno,
alle modalità di supportazione in forno e
alla formazione del personale addetto
alla conduzione dei trattamenti. Adeguate informazioni permettono agli
uffici tecnici delle aziende di procedere:
• alla stesura di valide specifiche o procedure per l’attività interna o esterna
del trattamento;
• alla richiesta di esecuzione del trattamento secondo modalità corrette e
applicabili;
• ad una corretta valutazione dei tempi
di esecuzione.
Per gli uffici acquisti una corretta valutazione dei costi di esecuzione del lavoro
e, in generale, l’approfondimento di
queste tematiche può essere di valido
supporto per evitare:
• modalità di esecuzione del trattamento con danno ai materiali o ai
pezzi;
• metodi di esecuzione inapplicabili
(approvati, in molti casi, dai clienti
finali e quindi inderogabili);
• costi elevati e tempi lunghi di esecuzione.
In questa memoria saranno approfondite
alcune tematiche in merito agli argomenti citati e analizzati alcuni metodi
per la verifica del risultato dei trattamenti termici.
Applicazione dei trattamenti
termici
Come a noi tutti è noto, i trattamenti
termici modificano e migliorano nei
materiali lo snervamento, la rottura, la
resilienza, la durezza e il creep.
Negli acciai inossidabili austenitici: con
i trattamenti di solubilizzazione si ripristinano le condizioni iniziali di resistenza alla corrosione della lega dopo i
processi di costruzione del manufatto
(deformazione a freddo e saldatura) e si
modifica lo stato delle tensioni residue.
Negli acciai al carbonio: i trattamenti di
normalizzazione migliorano la resilienza, mentre con la distensione, riducendo lo stato di sforzo residuo, si determina un aumento della resistenza a
fatica e della resistenza al fenomeno
della tensocorrosione e una stabilizzazione geometrica dei manufatti.
Influenzano la composizione chimica
superficiale del materiale solo i trattamenti di diffusione (cementazione e
nitrurazione) non utilizzati sugli apparecchi a pressione.
I cicli termici
Ogni ciclo termico è composto da tre
fasi distinte: una prima fase di riscaldamento; una successiva di stasi, per un
tempo più o meno lungo; un raffreddamento.
I vari trattamenti si differenziano per i
parametri di incremento della temperatura, per la temperatura di stasi, il tempo
di stasi e i parametri di raffreddamento.
In ognuna di queste fasi possono, però,
venirsi a determinare situazioni in grado
di pregiudicare l’esito del trattamento o
l’integrità del manufatto in lavorazione.
Il riscaldamento
Durante il riscaldamento i gradienti di
incremento della temperatura dovranno
essere stabiliti in relazione al tipo di
materiale, alla geometria del manufatto e
alle caratteristiche dell’impianto utilizzato per il trattamento.
Un valido riferimento, quando applicabile, è costituito dalle normative di
costruzione degli apparecchi a pressione
che indicano le modalità di riscaldamento, prendendo a riferimento gli spessori massimi dei pezzi.
In questa fase possono facilmente determinarsi differenze di temperatura a
causa di un riscaldamento troppo rapido
del manufatto, alla sua complessità geometrica o a scambi termici non adeguati
tra l’ambiente del forno e l’oggetto in
trattamento. Quando le differenze superano determinati valori, in relazione alla
geometria locale del pezzo, possono
venirsi a generare stati di plasticizzazione in aree circoscritte del materiale
per il superamento del suo valore di
snervamento in temperatura, con un
aumento dello stato tensionale del pezzo
e il rischio dell’insorgenza di cricche e/o
deformazioni permanenti del manufatto.
Differenze di temperatura, anche di
entità limitata, inoltre, possono dar
luogo, nello svolgimento di trattamenti
con trasformazioni metallurgiche, ad
ingrossamento del grano del materiale o
ad altri fenomeni indesiderati, per il protrarsi del tempo della successiva fase di
stasi, necessario per uniformare completamente la temperatura sul pezzo.
Per evitare i problemi citati, in questa
fase sarà necessario minimizzare le differenze di temperatura a partire dall’inizio del ciclo, applicando appropriati gradienti di riscaldamento in relazione agli
spessori, alla geometria del manufatto e
alle caratteristiche dell’impianto di
riscaldamento. Dovranno essere utilizzati forni che diano le massime garanzie
di uniformità e determinino le minime
differenze di temperatura sul pezzo e,
come vedremo in seguito, dovranno
essere correttamente posizionate le termocoppie di misura della temperatura ed
evitati, compatibilmente con le caratteristiche del materiale, gli inserimenti a
forno caldo dei manufatti.
La stasi
Alla temperatura di stasi avvengono la
maggior parte dei processi di tipo fisico
e metallurgico che determinano l’effetto
finale del trattamento.
Nei PWHT e nei trattamenti di distensione, per esempio, avremo il rinvenimento delle strutture martensitiche
determinatesi durante la saldatura, lo
scorrimento e l’annichilimento delle
dislocazioni; si determinerà invece un
affinamento del grano nei trattamenti di
normalizzazione e avremo, invece, soluzione dei carburi nei trattamenti di solubilizzazione degli acciai inossidabili.
Come per la fase di riscaldamento,
anche durante la stasi potrebbero verificarsi situazioni per cui viene a pregiudicarsi l’effetto del trattamento o l’integrità del pezzo. La permanenza dovrà
essere condotta, fin dal suo inizio, nel
corretto range di temperatura (stabilito
in relazione al tipo di materiale e al tipo
di trattamento) affinché le trasformazioni avvengano, in tutto il manufatto,
con contemporaneità e, come per la fase
di riscaldamento, le differenze di temperatura non dovranno determinare situazioni di plasticizzazione locale del materiale, con la conseguente generazione di
nuove tensioni residue, distorsioni o
rotture.
Il raffreddamento
È la fase più importante per i trattamenti
finalizzati a conferire caratteristiche
meccaniche al materiale dei manufatti,
come per esempio nei trattamenti di
quenching e normalizzazione.
I parametri di raffreddamento dovranno
essere stabiliti in relazione alle caratteristiche metallurgiche del materiale e
saranno influenzati dalla geometria del
manufatto e dalle performance dell’impianto per il trattamento, comprendendo,
in questo caso, anche i mezzi di raffreddamento.
Sono, per esempio, richiesti raffreddamenti rapidi nei trattamenti di
quenching (anche nell’ordine di
10 °C/s) e nei trattamenti di solubilizzazione degli acciai inossidabili austenitici
(3-4 °C/s) per evitare il fenomeno
della sensibilizzazione; sono invece
necessari raffreddamenti lenti e particolarmente controllati nei trattamenti di
distensione.
Come per le precedenti fasi è importante
che, anche in questa, indipendentemente
dalla velocità di raffreddamento sia
sempre ricercata la massima uniformità
di temperatura sul manufatto, anche
attraverso il suo spessore, per evitare
parziali trasformazioni del materiale,
distorsioni e la generazione di stati di
plasticizzazione locale nei trattamenti di
distensione.
Nel caso di trattamenti di distensione è
sempre da evitare, quando possibile,
l’estrazione del manufatto dal forno a
temperatura elevata; studi da noi condotti su pezzi anche geometricamente
molto complessi non hanno manifestato
l’insorgenza di stati di sforzo residuo se
estratti dal forno ad una temperatura
inferiore ai 150 °C.
La geometria del manufatto
Come già più volte accennato, la geometria del manufatto influisce in modo
determinante sulle modalità di esecuzione di un trattamento termico.
Sono, per esempio, da considerarsi semplici i pezzi geometricamente riconducibili a virole, aperte sui lati, con spessore
costante o con poche differenze di spessore (nell’ordine dei 25 mm) oppure
apparecchi cilindrici, chiusi da fondi ma
a basso spessore.
Sono, invece, da annoverare tra le geometrie complesse gli apparecchi cilindrici, con alto spessore (per le differenze
di temperatura tra la parete interna e
quella esterna), chiusi da fondi, strutture
saldate di carpenteria con parti a forte
differenza di spessore, apparecchi cilindrici con bocchelli e flange, fasci tubieri
di scambiatori, scambiatori di calore con
tubi saldati alle piastre.
Una struttura definibile come “complessa” dovrà, sempre, essere oggetto di
studio approfondito da parte di coloro
che hanno responsabilità del trattamento
termico (Uffici tecnici - Uffici qualità Esecutori del trattamento).
Le dimensioni e il peso
Anche le dimensioni e il peso dei manufatti influenzano in modo determinante
la conduzione e il risultato di un trattamento:
• pezzi di peso elevato risulteranno difficili da riscaldare e soprattutto da
raffreddare;
• pezzi di grandi dimensioni necessiteranno di grandi impianti di trattamento, opportunamente dimensionati
affinché il manufatto sia correttamente posizionato al loro interno.
Il posizionamento del manufatto
in forno
Il posizionamento del manufatto in
forno è anch’esso importantissimo per
ottenere i risultati dal trattamento ed
evitare danni al pezzo. Quando sono utilizzati forni con bruciatori a fiamma
diretta il manufatto o i manufatti
dovranno essere posizionati in forno,
lontani dalle fonti di calore per evitare il
contatto delle fiamme che generano
pericolosissimi surriscaldamenti, con
danneggiamento e plasticizzazione
locale del materiale.
Nel caso di inserimento di più pezzi in
forno, la carica dovrà essere approntata
in modo che, in tutti i casi, si abbia la
migliore circolazione dei gas caldi sulla
superficie dei pezzi e, quindi, la migliore
uniformità di temperatura.
La supportazione del manufatto
in forno
La supportazione del manufatto dovrà
essere oggetto di un approfondito studio
da parte del trattamentista per evitare
deformazioni e agevolare il suo riscaldamento. Dovrà essere adottato un numero
adeguato di supporti per evitare distorsioni dovute all’appoggio e dovrà essere
garantita la libera dilatazione del pezzo
sotto l’effetto del calore. Il manufatto
inoltre, in fase progettuale, dovrà essere
sufficientemente irrigidito per evitare
che ad alta temperatura si verifichino
cedimenti strutturali, in seguito al collasso per peso proprio della struttura.
Al termine del trattamento possono tuttavia rilevarsi deformazioni sui pezzi da
attribuire:
• nell’ordine dei millimetri, o addirittura centimetri, per i manufatti
soggetti a trattamenti di quenching
(raffreddamento in acqua), di tempering (raffreddamento in aria) e di
solubilizzazione (raffreddamento in
acqua o aria);
• nell’ordine dei decimi di millimetro e
dei millimetri, per il rilassamento
delle tensioni residue, in pezzi particolarmente tensionati durante la fase
di costruzione.
Il trattamento dei talloni
A
I talloni dei pezzi, in relazione alle normative di riferimento applicabili, sono
trattabili con i manufatti di appartenenza
o, come avviene nella maggior parte dei
casi, separatamente, in laboratorio.
Sussiste una differenza sostanziale tra le
due circostanze: nel primo caso il tallone
subisce esattamente il trattamento del
pezzo, con i relativi gradienti di riscaldamento, raffreddamento e tempi di permanenza, dovuti alle masse e alle geometrie dei pezzi; nel secondo il tallone è
soggetto, invece, ad un trattamento con
parametri che possono risultare anche
diversi da quelli esecutivi, reali (riscaldamenti e raffreddamenti più rapidi,
tempi di stasi più brevi, range di temperatura più ristretti).
Il comportamento di alcuni materiali alla
variazione anche ristretta dei parametri
accennati può differenziarsi in modo
sensibile e ciò dovrà essere attentamente
valutato nel caso in cui vengano richieste performance ai limiti dei range di
qualifica dei materiali stessi.
I
T1
T2
B
Figura 1 - Principio di funzionamento di una termocoppia.
effettuati in forno, si basa sull’utilizzo
delle termocoppie. Altri sistemi, sicuramente validi per altri processi, possono
facilmente introdurre errori di rilevamento di entità sufficientemente elevata
da pregiudicare il risultato del trattamento stesso.
È poco indicata, per esempio, la misura
della temperatura mediante misuratori
ad infrarossi per i problemi connessi con
la riflettività dei materiali trattati, dipendenti dalle condizioni della superficie
del manufatto variabili durante il ciclo
termico.
rente prodotta da una forza elettromotrice la cui entità è direttamente proporzionale alla differenza di temperatura tra
le due giunzioni e specifica per i due
materiali costituenti i fili.
Per il rilievo della temperatura nei trattamenti termici, sono normalmente utilizzate le coppie termometriche di conduttori elencate nella Tabella I, per i campi
di temperatura indicati.
Gli impianti di misura della
temperatura
Le termocoppie dovranno essere collegate ai registratori mediante cavi compensati e morsettiere o spine specifiche,
dello stesso materiale delle coppie termometriche, per non generare altre giunzioni tra materiali differenti che potrebbero influenzare in modo determinante
la misura della temperatura. È riportato
nella Figura 2 uno schema tipico di collegamento.
Il principio di funzionamento di una
termocoppia
Il principio di funzionamento delle termocoppie è noto come effetto Seebeck.
In un circuito formato da due conduttori
metallici A e B diversi (Fig. 1), quando
le due giunzioni sono poste a temperature diverse (T1 e T2), circolerà una cor-
Il controllo e la misura della
temperatura
Il metodo più valido per il controllo e la
misura della temperatura, durante i trattamenti termici delle strutture saldate
Cavi di collegamento
di rame
Cavi
compensati
Metallo A
Strumento di
misura
Giunto
caldo
Metallo B
Testa di
connessione
Testa di
connessione
Giunto
freddo
Figura 2 - Schema di collegamento di una termocoppia.
TABELLA I
Tipo
Limite di temperatura (°C)
Simbolo
Materiali
K
Ni - 10% Cr vs. Ni - 6% Al
-270/+1370
J
Fe vs. Cu-Ni
-210/+1200
S
Pt -10% Rh vs Pt
-50/+1760
Geometria e tipi di termocoppie
Sono utilizzabili vari tipi di termocoppie
che si differenziano per la loro geometria, temperatura di utilizzo e metodo di
fissaggio ai pezzi.
Le termocoppie in guaina
Sono molto utilizzate per trattamenti ad
alta temperatura, in ambiente particolarmente aggressivo. Sono realizzate per
trafilatura, con i due conduttori isolati in
ossido minerale e la guaina di protezione
esterna in acciaio inossidabile (AISI
310) o inconel (Fig. 3).
Le termocoppie con isolamento in fibra
(usa e getta)
Sono termocoppie di utilizzo molto
pratico, realizzate con i due conduttori
isolati in calza di fibra resistente alla
temperatura (Fig. 4).
In relazione al tipo di isolamento (fibra
di vetro - fibra ceramica) possono essere
impiegate fino alla temperatura di
1200 °C e presentano, come caratteristica peculiare, il fatto che, normalmente, sono impiegate in modalità
monouso (usa e getta).
La loro fornitura è in matasse, distinte
per lotto di fabbricazione e di facile rin-
tracciabilità, da cui si ricavano le singole
termocoppie, di lunghezza variabile e
necessaria per raggiungere tutte le parti
del manufatto su cui misurare la temperatura.
Al termine di ciascun trattamento, il filo
utilizzato viene rottamato.
I metodi di fissaggio delle termocoppie
ai pezzi
Una corretta misura della temperatura è
ottenibile solo con il miglior contatto tra
le termocoppie e la superficie dei manufatti da trattare al fine di evitare l’influenza della temperatura dell’ambiente
del forno.
Fissaggio delle termocoppie in guaina
Tutte le termocoppie del tipo in guaina
devono essere fissate sulla superficie dei
pezzi con l’ausilio di appositi dispositivi
di bloccaggio (PAD) che hanno la funzione di mantenere il giunto caldo dell’elemento termoelettrico a contatto con
il materiale (Fig. 5). I PAD sono costituiti
da piastrine in acciaio inox o inconel,
dotati di ferrula per l’introduzione e il
fissaggio della termocoppia e sono
saldati direttamente a contatto del pezzo
mediante scarica capacitiva o saldatura
tradizionale, con
apporto di materiale. Dopo il loro
distacco, per gli
acciai legati o per
Termocoppia in sezione con giunto caldo a massa
i materiali facilmente criccabili, è
consigliabile un
controllo MT o PT
Termocoppia in sezione con giunto caldo isolato
della superficie.
È inoltre indiFigura 3 - Termocoppie in guaina di acciaio
s pens abile per
inox o inconel, con isolamento in ossido
ques to tipo di
minerale.
Conduttori monotrefolo
Isolamento in fibra di vetro HG (985 °C)
Coppia parallela
Diametro conduttori: 0,8 mm (20 AWG)
Dimensioni esterne: 2,5 x 4,2 mm
Isolamento in fibra ceramica (1204 °C)
Coppia parallela
Isolamento in fibra di vetro Q (704 °C)
Coppia parallela
Figura 4 - Termocoppie con isolamento in
fibra.
contatto della termocoppia al pezzo proteggere il giunto caldo con un opportuno
strato di materiale isolante, resistente
alla temperatura di trattamento. Lo spessore di detto materiale e la larghezza dell’area protetta dovranno essere calcolati
in base alle caratteristiche di conduzione
termica dell’isolante utilizzato.
Fissaggio delle termocoppie con
isolamento in fibra
Le termocoppie isolate in fibra sono,
generalmente, fissate al pezzo mediante
scarica capacitiva, saldando direttamente i fili dell’elemento termometrico
sulla sua superficie (Fig. 6).
La saldatura si ottiene per fusione, a
mezzo di scarica capacitiva, senza
apporto di materiale. L’energia utilizzata, in conformità alla norma ASME
VIII DIV. 1 UW 37, non supera il valore
di 125 Ws. Questo metodo costituisce il
sistema più affidabile di misura della
temperatura in quanto il giunto caldo è
costituito direttamente dal materiale da
misurare e non è necessario procedere
all’isolamento della termocoppia per
avere rilevamenti precisi della temperatura del pezzo.
L’apparecchiatura per la saldatura è di
tipo portatile, con batterie ricaricabili, ed
è predisposta per regolare l’intensità di
scarica per saldare in modo ottimale diametri diversi di fili di termocoppie (da
diametro 0.5 mm a diametro 2.2 mm).
Per la maggior parte degli acciai la saldatura non crea problemi di tipo metallurgico; precauzioni dovranno essere
adottate solo per gli acciai di tipo martensitico, per la facilità di innesco di
cricche, mentre la generazione locale di
tensioni residue è eliminata dal trattamento termico.
Diam 3-6
25
3
25
Figura 5 - Fissaggio delle termocoppie in
guaina.
dimensioni differenti, come esempio di
valido controllo della temperatura per
trattamenti eseguibili in forni, con più
zone di controllo della temperatura e
bruciatori ad alta velocità (Figg. 7÷11).
La registrazione della
temperatura
Fissaggio della termocoppia
Saldatura della termocoppia
Figura 6 - Fissaggio delle termocoppie sui pezzi mediante scarica capacitiva.
La disposizione delle
termocoppie sui manufatti
La corretta posizione delle termocoppie,
a contatto dei manufatti, nei punti più
critici, garantirà un efficace controllo
della temperatura e la buona riuscita del
trattamento.
In generale, le termocoppie dovranno
essere posizionate sul pezzo secondo i
seguenti criteri:
• sul massimo e minimo spessore;
• sugli spessori intermedi;
• nella parte superiore e inferiore del
pezzo;
• sui fianchi del pezzo;
• all’interno delle camere chiuse accessibili, quando gli spessori superano i
50 mm;
• su zone, sezioni, appendici ed altri
particolari che possono essere di specifico interesse o geometricamente
differiscono dal resto del manufatto.
Ma altri fattori devono essere attentamente valutati per posizionare un
numero adeguato di termocoppie da utilizzare per il controllo di un ciclo
termico e ogni singolo caso dovrà essere
studiato e approfondito dal personale
tecnico e dagli addetti al trattamento in
relazione:
• al tipo di trattamento da eseguire;
• alla complessità geometrica, alle
dimensioni e al peso del manufatto da
trattare;
• alle caratteristiche del forno utilizzato
(tipologia e numero dei bruciatori e
delle zone controllate automaticamente);
• al posizionamento del pezzo all’interno del forno stesso.
Nel caso del trattamento contemporaneo
di più manufatti con la stessa geometria
e massa, è possibile suddividere le termocoppie su più pezzi applicando i
parametri precedentemente esposti alla
carica del forno. Di seguito sono riportati alcuni esempi di disposizione delle
termocoppie su manufatti di geometria e
La registrazione della temperatura dovrà
essere continua e automatica per tutto il
ciclo termico.
Potrà avvenire con registratori a più
punti di lettura con traccia scritta o
tramite data logger in grado di registrare
tutto il ciclo termico e riprodurlo in
stampa grafica o numerica.
I dati rilevati devono essere utilizzati
dall’operatore addetto al controllo del
trattamento per verificare che, durante il
ciclo, non si stiano verificando anomalie
in grado di pregiudicare il risultato del
trattamento e come documentazione
finale del lavoro eseguito (diagramma
tempo/temperatura).
Figura 7 - Posizionamento delle termocoppie per un manufatto di piccole dimensioni, chiuso ad
una estremità, di elevato spessore.
Figura 8 - Posizionamento delle termocoppie per un manufatto di medie dimensioni, chiuso ad
una estremità, di elevato spessore.
a
b
d
d
c
e
d
TC
TC
a
b
Tc
d
d
c
Tc
Tc
Tc
Tc
Tc
Tc
Tc Tc
Tc
Tc
e
d
Tc
Tc Tc
Tc
Tc
Tc
Tc
Tc
In relazione al numero di termocoppie
utilizzate sarà necessario disporre di un
numero adeguato di punti registrabili per
ogni registratore o affiancare più strumenti contemporaneamente.
Il diagramma tempo/temperatura
Ciascun diagramma dovrà essere identificato da un numero di trattamento, dalla
data di esecuzione e dovranno essere
riportati i dati identificativi del manufatto o manufatti trattati.
Sul documento dovranno essere specificati il numero e il tipo di termocoppie
utilizzate, la loro classe di precisione, la
scala del tempo e della temperatura oltre
alla firma del Responsabile Tecnico del
trattamento.
Tc
Figura 9 - Posizionamento delle termocoppie su un apparecchio di grande diametro e lunghezza.
La taratura delle
apparecchiature
Come visto, un’idonea disposizione
delle termocoppie sui pezzi da trattare e
una valida registrazione del ciclo
termico garantiranno un affidabile controllo della temperatura di trattamento;
non potremo, tuttavia, avere risultati
attendibili se le attrezzature termometriche utilizzate non sono in grado di
fornire una sufficiente precisione e sono
soggette a variare le proprie misurazioni
nel tempo.
Per questo motivo, tutte le apparecchiature termometriche dovranno essere
tarate prima del loro utilizzo in impianto
e periodicamente, in relazione alle condizioni d’uso.
Figura 10 - Posizionamento delle termocoppie su scambiatore a piastre fisse.
Figura 11 - Posizionamento delle termocoppie su scambiatore parzialmente inserito in forno.
Le termocoppie
È necessario procedere alla verifica
della precisione di ciascuna termocoppia, prima del loro utilizzo, affinché sia
valutabile la precisione in relazione alle
esigenze di uso in impianto.
Le termocoppie non potranno avere una
precisione superiore a quella dei fili che
le compongono e, quindi, la qualità del
filo utilizzato è basilare per ottenere un
buon elemento di misura.
Una volta costruita (o acquistata), una
termocoppia è soggetta, nel tempo, a
perdere la propria precisione per svariati
fattori quali:
• l’alternanza dei cicli termici;
• le alte temperature;
• la contaminazione ambientale;
• gli stress meccanici.
Questi fattori, cambiando le caratteristiche dei materiali, variano il potere termoelettrico e, di conseguenza, la misura.
È molto difficile stimare, in linea generale, la vita di una termocoppia, in
quanto essa dipende da svariati fattori,
anche non prevedibili, come nel caso
degli stress di tipo meccanico.
È meglio, tuttavia, non lasciare intercorrere un periodo troppo lungo tra una
taratura e la successiva, per non incorrere in errori di misura in un numero
elevato di trattamenti.
Una taratura trimestrale, generalmente, è
sufficiente per l’utilizzo di termocoppie
tipo K in forni alimentati a gas metano;
per altri combustibili di alimentazione
dei forni e in presenza di zolfo, possono
rendersi necessari tempi più brevi.
Presso i Centri SIT, il processo di taratura è condotto per confronto tra il
valore di forza elettromotrice generato
dalla termocoppia da tarare con il valore
di un sensore di riferimento tarato, a
temperature ben determinate.
Nel campo di temperatura fino a 600 °C,
come sensore di riferimento viene utilizzata una termoresistenza di platino,
tarata ai punti fissi, mentre tra 600 °C e
1550 °C il campione di riferimento è
costituito dalla termocoppia platinorodio 10% vs platino, in conformità alle
procedure interne dei Centri SIT, approvate dagli Istituti Metrologici Primari.
L e d i ff e r e n z e t r a i v a l o r i d i f e m
(forza elettromotrice) ai vari punti di
temperatura della termocoppia da tarare,
confrontati con i valori del sensore campione, indicheranno l’errore dell’elemento in esame.
Di tali errori si dovrà tenere conto nell’utilizzo della termocoppia in impianto,
durante lo svolgimento dei trattamenti
termici.
I registratori
Come per le termocoppie, anche i registratori dovranno essere tarati prima del
loro utilizzo, in caso di manutenzione e
periodicamente.
La loro taratura dovrà essere effettuata
mediante un segnale di riferimento
generato da uno strumento calibrato,
certificato da un Centro SIT, e la periodicità di taratura ottimale è di tre mesi.
Punti fissi di taratura
È importante che siano prescelti punti
fissi di taratura, conformi con il campo
di utilizzo della termocoppia o del registratore, in impianto.
Per esempio, una termocoppia di tipo K,
normalmente utilizzata per misure di
temperatura in trattamenti termici compresi tra 700 e 750 °C, la taratura per
confronto sarà eseguita ai punti fissi di
650 °C - 700 °C - 750 °C - 800 °C.
Le classi di tolleranza per le
termocoppie
Per semplicità nella gestione delle termocoppie, è consigliabile fare uso delle
classi di tolleranza stabilite dalle varie
norme nazionali e internazionali
La norma EN 60584-2:1998 stabilisce,
per le termocoppie di tipo K, tre classi di
tolleranza di errore: la classe di tolleranza 1, la classe di tolleranza 2 e la
classe di tolleranza 3 come da Tabella II.
I collaudi dopo trattamento
termico
Al termine dei trattamenti è necessario
effettuare una serie di collaudi sui pezzi
trattati, da parte delle funzioni preposte
in azienda (Controllo Qualità). Detti collaudi dovranno essere finalizzati a determinare se il trattamento ha raggiunto gli
scopi per cui è stato effettuato e, pertanto, saranno condotti con i metodi che
risultano più idonei a questo obiettivo.
Saranno eseguibili collaudi di tipo documentale e collaudi sui talloni e sui manufatti.
Collaudi documentali
Al termine del trattamento, il collaudo di
tipo documentale riguarderà il diagramma di trattamento. Il controllo
dovrà essere effettuato analizzando il
tracciato della registrazione delle temperature per verificare che tutte le fasi del
ciclo siano state condotte secondo le
disposizioni o le specifiche di riferimento.
Dovranno essere analizzati:
• la temperatura di immissione in forno
dei pezzi e il gradiente di riscaldamento;
• la differenza di temperatura tra le termocoppie durante il riscaldamento, la
temperatura di permanenza, il tempo
di permanenza, il range di temperatura di permanenza, il gradiente di
raffreddamento, la differenza di temperatura tra le termocoppie durante il
raffreddamento, la temperatura di
fine ciclo, la temperatura di estrazione dei pezzi dal forno.
Collaudi sui talloni e sui manufatti
I collaudi sui manufatti sono da suddividere in prove distruttive, ovviamente
eseguibili solo sui talloni e/o pezzi destinati alle prove, e non distruttive.
Le prove distruttive
Nelle prove distruttive rientrano tutte le
prove meccaniche previste dai codici di
costruzione degli apparecchi, le micro e
macrografie, le durezze eseguite con
apparecchiature di laboratorio su campioni appositamente preparati, test che
riguardano la suscettibilità alla corrosione dopo trattamento, al fenomeno di
stress corrosion cracking e di resistenza
a fatica del materiale trattato.
Le prove non distruttive
Le prove non distruttive eseguibili dopo
trattamento termico consistono in test da
condurre direttamente sui manufatti
senza il danneggiamento del pezzo,
in aggiunta ai controlli non distruttivi
(UT - MT - PT - RT, ecc.) prescritti dai
Codici di costruzione dei pezzi.
È opportuno sottoporre alle prove:
• i manufatti in acciaio basso legato e
legato;
• gli apparecchi a pressione previsti per
un utilizzo in condizioni particolar-
TABELLA II
Tipo di
termocoppia
Classe di tolleranza 1
Tipo K
da - 40°C a +375°C +/- 1.5°C
da 375°C a 1000°C +/- 0.004 x [t]
da -40°C a +333°C +/- 2.5°C
da 375°C a 1200°C +/- 0.0075 x [t]
da -167°C a +40°C +/- 2.5°C
da -200°C a -167°C +/- 0.015 x [t]
mente aggressive e soggetti a fenomeni di SCC;
• i pezzi realizzati con materiali che
modificano le proprie caratteristiche
meccaniche e strutturali mediante i
trattamenti termici (trattamenti di
quenching + tempering - trattamenti
di normalizzazione e solubilizzazione).
I test eseguibili sono costituiti dalle
misure di durezza e dalle misure di tensione residua.
Oltre alle prove precedentemente elencate, è indispensabile, inoltre, un controllo geometrico dei manufatti per il
rilevamento di eventuali distorsioni che
possono essersi manifestate durante il
trattamento ed eventuali analisi micrografiche, per via replica o con microscopi ottici portatili, per la verifica del
grano del materiale dopo i trattamenti di
normalizzazione e solubilizzazione.
fatti con le stesse caratteristiche.
Le apparecchiature da utilizzare
dovranno essere tarate ed idonee ad eseguire i rilievi, in relazione alla geometria
del pezzo e delle saldature da misurare.
Per gli acciai legati e basso-legati, utilizzati nella costruzione degli apparecchi a
pressione, dopo trattamento termico i
valori di durezza ammissibili variano in
relazione ai materiali, in un campo compreso tra 200-250HB, mentre per gli
acciai al carbonio utilizzati per la costruzione di apparecchi soggetti ad attacco
corrosivo e SCC, il valore di durezza
massimo accettabile è di 200HB.
Le misure di durezza
Salvo quando concordato diversamente
o nel caso dell’applicazione di procedure e specifiche di riferimento, per eseguire un efficace rilevamento delle
durezze si dovranno individuare:
• per i giunti i diversi procedimenti
adottati nei processi di saldatura;
• per il materiale base i componenti del
manufatto con diverso stato di fornitura (laminati, forgiati, fusi o trattati,
in precedenza termicamente).
Dovranno essere identificate, inoltre,
nell’ambito del pezzo:
• le zone più significative relative alla
geometria del manufatto e alla sua
posizione in forno;
• le superfici a contatto con i liquidi o i
gas aggressivi.
Le misure di durezza dovranno essere
eseguite sui cordoni di saldatura e nella
zona termicamente alterata di ciascun
procedimento.
Il numero di durezze dovrà essere stabilito in base alle dimensioni del manufatto ed essere rappresentativo delle
varie zone del pezzo con almeno 1 rilevamento sul suo massimo spessore,
1 rilevamento sul suo minimo spessore e
1 rilevamento sulla sua parte superiore e
inferiore, rispetto al posizionamento in
forno, per ciascun materiale, stato di fornitura e procedimento.
Nel caso del trattamento contemporaneo
di più pezzi, i punti di rilevamento
potranno essere suddivisi su più manu-
L’effetto delle tensioni residue
L’effetto delle tensioni residue è a tutti
noto:
• la resistenza in esercizio del materiale
di un manufatto deve essere calcolata
come somma algebrica tra il valore
delle sollecitazioni esterne e quello
delle tensioni interne;
• in corrispondenza della superficie di
un pezzo, le tensioni residue di trazione hanno effetto negativo sulla
vita a fatica di un manufatto e
possono essere la causa delle rotture
dovute alla corrosione sotto sforzo;
• le tensioni residue di compressione
hanno, invece, un effetto positivo, sia
sulla fatica che
sul fenomeno
della corrosione
sot to s forzo in
quanto vengono
ostacolati l’innesco e la propagazione
delle
cricche;
• trazione e compressione sono la
causa di instabilità geometrica
dei manufatti in
lavorazione meccanica e in esercizio.
La conoscenza del
valore dello sforzo
re si du o pres ente
La misura delle tensioni residue
Dopo trattamento termico di distensione
sono eseguibili, direttamente sui manufatti, misure di tensione residua
mediante la tecnica diffrattometrica
(RDX) o il metodo estensimetrico.
sulla superficie di un pezzo, prima della
sua messa in esercizio, risulta di particolare interesse:
• per i progettisti per un corretto
dimensionamento dei manufatti;
• per coloro che sono incaricati del
monitoraggio di strutture particolarmente sollecitate, sia dai fenomeni di
fatica che di corrosione, per prevedere i tempi con cui possono manifestarsi i problemi di criccatura dei
pezzi e gli intervalli delle indagini da
condursi mediante i Controlli Non
Distruttivi.
Nell’ultima parte della memoria sono
riportati due esempi di generazione di
tensioni residue.
La misura di tensioni residue con il
metodo diffrattometrico
Il rilievo delle tensioni residue con il
metodo diffrattometrico a raggi X si
basa essenzialmente sulla misura delle
distanze fra i piani cristallini individuabili nella cella elementare del materiale
oggetto di analisi. In natura si hanno
fenomeni di diffrazione quando, per
esempio, si “illumina” un oggetto con un
fascio di luce avente lunghezza d’onda
dello stesso ordine di grandezza delle
dimensioni dell’oggetto illuminato.
Poiché i raggi X possono essere generati
con lunghezze d’onda dell’ordine di
grandezza della distanza interplanare
della maggior parte dei materiali metallici (10-20 nm), è possibile, applicando
la legge di Bragg, il rilievo della
distanza tra tali piani misurando, con
estrema precisione, l’angolo prodotto
Figura 12 - Misure di tensione residua
mediante tecnica diffrattometrica sulla
saldatura di un fondo in acciaio inossidabile
austenitico.
Correlazione tensioni residue
Temperatura di trattamento su un
cordone di saldatura di un tallone
in acciaio al carbonio
Correlazione tensioni residue
Temperatura di trattamento per
un tallone in acciaio al carbonio
pallinato
Temperatura di trattamento (°C)
Temperatura di trattamento (°C)
Figura 14 - Variazione delle tensioni residue di trazione e compressione, misurate con la tecnica
diffrattometrica, su talloni, in relazione alla temperatura di trattamento.
Figura 13 - Misure di tensione residua
mediante tecnica diffrattometrica sulla
saldatura di un tubo in acciaio al carbonio.
Figura 15 - Rosetta estensimetrica.
Figura 16 - Foratori.
dal fascio rifratto e il fascio
incidente.
Se i materiali degli oggetti
esaminati sono stressati da
tensioni residue o carichi
applicati, tali distanze
variano e, mediante l’applicazione della Teoria dell’Elasticità, è possibile calcolare a
quali sollecitazioni corrispondono le deformazioni
rilevate.
Lo sviluppo della tecnica
di misura e delle apparecchiature, realizzate oggi
con dimensioni estremamente ridotte e di facile
impiego, permette di eseguire rilievi di tensione
residua con estrema precisione direttamente su manufatti anche di grandi dimensioni (Figg. 12÷14).
La misura delle tensioni residue
mediante la tecnica estensimetrica
Il metodo estensimetrico per la misura
delle tensioni residue è un procedimento
semidistruttivo di analisi delle tensioni
residue e, al contrario del metodo diffrattometrico, misura un valore di tensione
residua non esclusivamente superficiale.
La misura, in conformità alla norma
ASTM E837, viene condotta applicando
sulla superficie del pezzo, in corrispondenza del punto di misura, un particolare
estensimetro a tre griglie (Fig. 15),
al centro del quale viene praticato un foro
di 1.5 mm di diametro (Fig. 16). Procedendo nella foratura, per passi successivi
di 1/10 mm, fino ad una profondità pari al
diametro del foro stesso, si procede al
rilievo delle deformazioni superficiali
indotte dal rilassamento e al calcolo delle
tensioni residue. È anche quest’ultimo un
metodo pratico, affidabile ed eseguibile
anche su manufatti di grandi dimensioni.
La generazione degli stati di
tensione residua per differenze di
temperatura
Di seguito riportiamo due esempi di
generazione di stati tensionali per differenze locali di temperatura.
Il primo modello è costituito da una provetta cilindrica, di diametro 50 mm e
lunghezza 150 mm, vincolata agli
estremi, considerati indeformabili, e
riscaldata localmente nella zona centrale; nel secondo riportiamo i risultati di
uno studio da noi condotto su una geometria più complessa.
La generazione degli stati di tensione
residua in un manufatto
geometricamente semplice
Provetta vincolata agli estremi
Per il modello FEM e la post processazione dei risultati è stato utilizzato il
Codice MSC PATRAN mentre per le
analisi termostrutturali è stato utilizzato
il Codice MSC NASTRAN. All’acciaio
del campione è stato attribuito un valore
di R p02= 255 MPa, alla temperatura di
riscaldamento.
Si è ipotizzato il riscaldamento locale, al
centro della provetta, alla temperatura di
600 °C e si sono analizzate le tensioni e
le deformazioni che si vengono a determinare al centro (Figg. 17-18).
Tensioni alla temperatura di 600 °C
Come rilevabile dalle immagini
(Figg. 19-20), al centro del campione,
il valore della tensione raggiunge il
limite di snervamento attribuito al materiale, sia sulla sua superficie che al
cuore.
Per i vincoli imposti e per la geometria
del pezzo, la zona di massima
tensione risulta più estesa al cuore del
pezzo.
In direzione assiale, è possibile rilevare
come la tensione, presupposto il riscaldamento molto locale, determini trazione sulla superficie del campione e
compressione al centro del provino per
l’impossibilità del materiale di dilatarsi
(Figg. 19÷21).
Deformazioni alla temperatura di
600 °C
Nelle Figure 22 e 23 sono evidenziate le
deformazioni plastiche del materiale,
Dl/l. Nella Figura 22 il contributo elastico+plastico e nella Figura 23 solo la
componente plastica.
Tensioni residue al raffreddamento a
temperatura ambiente
Al raffreddamento del provino alla
temperatura ambiente, si rilevano
tensioni residue di compressione sulla
sua superficie e trazione a cuore, di
entità elevata (Fig. 24).
Zona centrale riscaldata
Figura 17 - Modello FEM.
Figura 18 - Schema carichi-vincoli.
Figura 19 - Tensione di Von Mises Riscaldamento alla temperatura di 600 °C Vista laterale superficie.
Figura 20 - Tensione di Von Mises Riscaldamento alla temperatura di 600 °C Sezione della provetta.
Figura 21 - Tensione assiale [MPa] (sezione)
alla temperatura di 600 °C.
Figura 22 - Strain Tensor alla temperatura di
600 °C.
Figura 23 - Plastic Strain alla temperatura di
600 °C.
Figura 24 - Tensione assiale [MPa] Provino freddo.
La generazione degli stati di tensione
residua in un manufatto
geometricamente complesso
Come visto in precedenza, in manufatti
geometricamente complessi possono
facilmente venirsi a determinare stati di
tensione residua in seguito a differenze
di temperatura, anche limitate, durante
un processo termico.
Di seguito riportiamo i risultati di uno
studio da noi eseguito su una girante
Pelton, sottoposta a trattamento di
distensione in forno.
Sul manufatto, non più idoneo all’esercizio in seguito a rotture comparse durante
il suo funzionamento, si è condotta in
una prima fase un’analisi simulata con
modellazione FEM e termostrutturale e,
successivamente, si è effettuato un trattamento termico in cui si sono imposte le
condizioni del modello utilizzato per il
calcolo. Le differenze di temperatura
sono state imposte, nella fase pratica,
mediante opportune schermature del
pezzo e, prima e dopo il ciclo termico,
si sono eseguite misure di tensione
residua con il metodo diffrattometrico
che hanno confermato i risultati dello
studio (Fig. 25).
Risultati dell’analisi termostrutturale
Come rilevabile dalle immagini
(Fig. 26), una differenza di temperatura
di 75 °C tra la sezione esile del cucchiaio
e il mozzo, di 46 °C tra il cucchiaio e il
fondo gola e di soli 29 °C tra il fondo
gola e il mozzo ha determinato il locale
superamento del carico di snervamento,
causando la plasticizzazione molto localizzata del materiale, con conseguente
deformazione plastica in corrispondenza
dell’attacco delle pale.
Nei punti evidenziati nella Figura 26 si
sono generate tensioni residue la cui
entità (> 220 MPa - trazione) è stata
misurata con metodo diffrattometrico.
Figura 25 - Modello FEM e immagine della girante.
Figura 26
Vittorio GRASSI, dal 1989 è il Responsabile Tecnico del settore trattamenti della ditta Trater s.r.l. di Nova Milanese. Dal 2007 è
il Direttore del Laboratorio Ricerche dell’azienda, attivo in numerosi progetti di ricerca finalizzati allo studio della riduzione
degli sforzi residui mediante le tecniche tradizionali (trattamenti termici) e metodologie innovative.
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opzionale)
Pubblicazioni IIS
Controllo radiografico
Questo volume può essere considerato un riferimento essenziale, non solo per
coloro che si interfacciano con le problematiche di controllo non distruttivo
industriale ma anche per gli studenti universitari di ingegneria meccanica, fisica,
scienza dei materiali e metallurgia. Attualmente il metodo di controllo radiografico è uno dei più utilizzati in molti settori industriali strategici, quali l’aeronautico, il nucleare, l’industria chimica e petrolchimica, costruzione di oleodotti
e gasdotti, costruzioni off-shore e, più in generale, nelle grandi costruzioni di
carpenteria e caldareria.
La cinquantennale esperienza del servizio “ispezioni e diagnostica” dell’IIS ha
permesso di acquisire sul campo una indiscussa e riconosciuta, anche a livello
internazionale, competenza nelle tecniche di controllo radiografico, non solo in
fabbricazione, ma anche nella diagnostica del danneggiamento da esercizio di
grandi impianti; tale competenza viene ora sintetizzata in questa pubblicazione, a disposizione di tutti i tecnici PND già qualificati, o in fase di qualificazione, ai livelli 2 o 3 nel metodo radiografico.
Il testo illustra inizialmente i principi fondamentali e le modalità operative del
controllo, partendo dalla teoria della fisica atomica e nucleare per proseguire
con le proprietà fisiche delle radiazioni ionizzanti, le sorgenti di radiazioni, sia X
che Gamma e la loro interazione con i materiali. Sono quindi trattati i principi
fisici della formazione dell’immagine su pellicola, le diverse tipologie di film e il
loro trattamento.Vengono poi illustrate le variabili dell’esposizione e i fattori
influenzanti la sensibilità radiografica con riferimento sia a giunti saldati di
lamiere e tubi, che a getti. Ampio spazio è dedicato all’interpretazione radiografica ed ai criteri di valutazione, sia per saldature testa-testa, che per getti;
altrettanto spazio è dedicato agli effetti biologici provocati dalle radiazioni, alla
dosimetria e radioprotezione. Successivamente sono trattate le tecniche speciali, quali fluoroscopia, xeroradiografia, radiografia neutronica, tomografia
computerizzata, radiografia digitale con schermi convertitori, misure spessimetriche, ecc. Sono infine presi in esame un certo numero di casi applicativi ritenuti di rilevante interesse industriale, tenendo sempre a riferimento quanto
contemplato dalla normativa, sia europea che internazionale o, comunque, di
diffuso utilizzo contrattuale.
Indice
1.
2.
3.
Divisione PRN
Maura Rodella
Lungobisagno Istria, 15
16141 GENOVA
Tel. 010 8341385
Fax 010 8367780
Email: [email protected]
www.weldinglibrary.com
www.iis.it
L’atomo
Proprietà fisiche delle radiazioni ionizzanti - produzione dei raggi X
Radioisotopi di impiego industriale. La pellicola radiografica - accessori
radiografici
4.
Esposizione radiografica - diagramma di esposizione - I.Q.I.
5.
Tecniche radiografiche speciali
6.
Verifiche periodiche delle caratteristiche funzionali delle apparecchiature
raggi X - Calibrazioni
7.
Esempi di calcolo dei parametri operativi in esposizioni radiografiche
8.
Dosimetria delle radiazioni ionizzanti-elementi di protezionistica
Appendice A: Procedura per il controllo gammagrafico di giunti saldati testatesta
Appendice B: Procedura per il controllo radiografico di giunti saldati testatesta
Appendice C: Lettura ed interpretazione di pellicole radiografiche di giunti
saldati
Bibliografia
2009, 220 pagine, Codice: 101120, Prezzo: € 75,00
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Il saldatore “manuale” utilizzato nella
saldatura in elettronica
L. Moliterni *
Sommario / Summary
*
La rapida evoluzione della componentistica elettronica
richiede un celere sviluppo delle tecnologie di assemblaggio
elettronico; a queste appartiene anche la saldatura manuale.
Il saldatore manuale è uno strumento protagonista di costanti
evoluzioni tecnologiche che hanno portato a reperire sul
mercato due differenti tipologie di saldatori manuali: i saldatori manuali tradizionali o a “resistenza” e i saldatori manuali
a frequenza.
Parallelamente, le sopracitate evoluzioni tecnologiche hanno
riguardato anche tutta l’attrezzatura ausiliaria del saldatore
manuale e hanno permesso la sua trasformazione in stazioni
multifunzionali.
The manual soldering station is the protagonist of constant
technological developments that led to finding the market two
different types of manual soldering stations: "resistance" or
traditional manual soldering stations and frequency manual
soldering stations.
In parallel, the aforementioned technological developments
have also affected all the ancillary equipment manual soldering stations and enabled its transformation into multifunctional stations.
The rapid development of electronic components requires a
rapid development of electronic assembly technologies; these
technologies also includes the manual soldering.
Keywords:
Development; electronic devices; hand soldering; manual
operation; process equipment; soldering; soldering irons.
Istituto Italiano della Saldatura - Genova.
L. Moliterni - Il saldatore “manuale” utilizzato nella saldatura in elettronica
utilizzo del saldatore manuale.
Si può quindi definire il saldatore
manuale come l’utensile base per il processo di brasatura dolce manuale.
1. Composizione
L’
industria elettronica contemporanea è arrivata a fronteggiare l’assemblaggio di componentistica elettronica miniaturizzata avente passi fino a
0.2 mm con piazzole (di circuito stampato) di riferimento aventi dimensioni
fino a 0.15 mm.
Tali dimensioni hanno indotto ad un
celere sviluppo delle tecnologie e/o dei
metodi di assemblaggio; tra le tecnologie trascinate da tale sviluppo troviamo
anche il processo di brasatura manuale
realizzato mediante l’utilizzo del saldatore manuale (o brasatore manuale),
utensile ancora molto utilizzato nella
produzione elettronica, soprattutto a
valle dei processi automatici o dei processi di collaudo.
Attraverso attività di servizio realizzate
negli ultimi anni dai Tecnici dell’Area
Formazione Micro Elettronica dell’IIS
presso i propri clienti operanti nella produzione degli assemblaggi elettronici, si
è verificato che il 70% delle difettosità
rilevate sugli stessi sono riconducibili
alle operazioni di brasatura manuale;
tale dato raggiunge dei picchi pari al
90% quando si trattano assemblaggi realizzati mediante leghe senza piombo.
Tali difettosità derivano in larga parte
dalla scarsa attenzione che viene riposta
alle caratteristiche ed alle modalità di
I saldatori manuali (o stazioni saldanti, o
stazioni brasanti) attualmente utilizzati
nelle linee produttive di assemblaggi
elettronici (Fig. 1) sono composti dalle
seguenti parti:
• una centralina;
• un’impugnatura;
• una punta saldante.
2. Principi di funzionamento
Attualmente è possibile reperire sul
mercato due differenti tipologie di saldatori manuali, ovviamente derivanti da
differenti principi di funzionamento: i
saldatori manuali tradizionali o a “resistenza” e i saldatori manuali a frequenza
di più moderna concezione.
Nei saldatori manuali tradizionali a resistenza, la centralina fornisce l’alimentazione elettrica (mediante il collegamento
con la tensione di rete) che permette
l’impostazione della temperatura di utilizzo della punta (visualizzabile
mediante un display digitale).
L’impugnatura (Fig. 2) è costituita da un
materiale termicamente ed elettricamente isolante in quanto all’interno vi è
una resistenza elettrica riscaldata dalla
tensione fornita dalla centralina
(mediante filo elettrico).
2a
2
3
1
Figura 1 - Visione di una stazione saldante formata da una centralina (1), un’impugnatura (2)
con porta impugnatura (2a) e una punta (3).
La punta saldante (intercambiabile), sita
direttamente sulla resistenza elettrica
presente all’interno dell’impugnatura,
serve per trasmettere il calore alle superfici da saldare.
Nei saldatori manuali a frequenza, la
centralina fornisce la frequenza alla
punta necessaria a riscaldarla adeguatamente (vedere descrizione che segue),
l’impugnatura è (come per il caso del
saldatore manuale a resistenza) costituita da un materiale termicamente ed
elettricamente isolante in quanto all’interno vi è una parte della punta che
riscalda.
La punta saldante è costituita da un
riscaldatore (trattasi di un nucleo di
rame rivestito di lega ferromagnetica
Fe/Ni su cui risulta avvolta una bobina)
e da un connettore per innesto con alimentatore ad alta frequenza (quest’ultimo si trova nella centralina anche se
l’innesto avviene nell’impugnatura
grazie al trasporto dei segnali ad alta frequenza che avviene grazie a dei fili).
Nei saldatori manuali a frequenza la
punta saldante, definita “intelligente”
(Fig. 3), rileva il carico termico necessario da trasferire sulla superficie da
s a l d a r e ( a d i ffe r e n z a d e i s a l d a t o r i
manuali a resistenza dove tale carico
termico viene rilevato dall’operatore).
In relazione al carico termico rilevato
dalla punta saldante, l’alimentatore
provvede a sollecitare la bobina
mediante il passaggio di corrente ad alta
frequenza (potenza variabile in funzione
dell’apporto richiesto).
La bobina alimentata crea un campo
elettrico che conferisce energia (sottoforma di calore per effetto Joule) al
nucleo; la corrente però non tende a
distribuirsi in modo uniforme nel nucleo
bensì presenta una maggiore densità in
prossimità della superficie rivestita di
lega ferromagnetica per via del fenomeno fisico denominato “effetto pelle”.
Quando la temperatura raggiunta dalla
punta saldante supera la “temperatura di
Curie” della lega Fe-Ni questa perde le
sue caratteristiche ferromagnetiche;
come conseguenza viene minimizzato
anche “l’effetto pelle” e la corrente (a
bassa impedenza) inizia a circolare
anche all’interno del nucleo sviluppando
quindi una minima quantità di calore.
Raggiunto questo stadio il sistema è stabilizzato in quanto in punta è stata raggiunta la temperatura necessaria alla tra-
1
1:
2:
3:
4:
5:
6:
7:
2
3
4
5
6
7
punta saldante
attacco punta saldante
resistenza elettrica (elemento riscaldante)
fissaggio del manico
manico
fili elettrici (fase, neutro e terra)
cavo elettrico (o cordone) di collegamento con la centralina
Figura 2 - Rappresentazione di una impugnatura di una stazione saldante.
smissione del carico termico previsto e
l’alimentazione della bobina viene interrotta.
Successivamente, quando a seguito del
contatto tra le superfici “fredde” e la
punta saldante, la temperatura della
punta scende di circa 2 °C rispetto alla
“temperatura di Curie”, la lega Fe-Ni
riacquista le caratteristiche ferromagnetiche, “l’effetto pelle” viene a ripristinarsi e l’alimentatore ricomincia a sollecitare la bobina ripetendo così il ciclo
descritto sopra.
Il processo viene ripetuto in definitiva
alla velocità di svariati cicli al secondo.
Il vero vantaggio del principio di funzionamento è quello che la punta saldante
valuta autonomamente il carico termico
da apportare; di conseguenza il sistema
agisce modificando la potenza erogata
(potenza variabile), mantenendo
però fissa la temperatura in punta (parametro garantito dalla “temperatura di
Curie” della lega ferromagnetica Fe-Ni
che risulta essere una caratteristica
immutabile) e limitando quindi il rischio
di shock termici e probabili danni
ai componenti elettronici e ai circuiti
stampati.
3. Classificazione dei saldatori
manuali
La classificazione dei saldatori manuali,
normalmente, avviene in funzione della
potenza nominale della resistenza (per
quanto riguarda i saldatori manuali a
resistenza) o della potenza massima raggiungibile in punta (per quanto riguarda
i saldatori manuali a frequenza) e si
possono suddividere a:
• bassa potenza (fino a 25 W);
• media potenza (da 25 W a 40 W);
• alta potenza (oltre 40 W).
Per una più corretta classificazione del
saldatore è comunque necessario prendere come riferimento i seguenti parametri.
Potenza resa alla punta
A differenza della potenza nominale, la
potenza resa alla punta tiene conto delle
perdite di energia (e/o calore) dalla centralina alla punta e misura la “potenza
utile” per il riscaldamento della punta
stessa.
La “potenza utile” è quella potenza resa
disponibile per il riscaldamento delle
parti da unire e della lega brasante.
Temperatura massima della punta
È la temperatura di regime alla quale si
porta la parte più estrema della punta (in
aria libera) di un saldatore manuale
quando questo è acceso.
Capacità termica della punta
È una misura del contenuto di calore
della punta, ovvero la quantità di calorie
che la punta cede quando si raffredda di
1 °C.
La capacità termica della punta è data
dal prodotto della massa della punta per
il calore specifico del materiale che la
costituisce / l’unità di peso dello stesso
materiale.
La capacità termica della punta deve
essere proporzionata al lavoro che deve
essere eseguito: se è troppo bassa può
provocare un eccessivo raffreddamento
della punta quando questa è in contatto
con le parti da scaldare, se è troppo alta
può provocare danneggiamento alle
parti stesse per eccessivo surriscaldamento.
Tempo di recupero
È il tempo che la punta impiega a ritornare alla sua temperatura massima dopo
l’esecuzione del giunto saldato.
Il tempo di recupero è tanto minore
quanto maggiore è la potenza resa alla
punta (o potenza utile) e quanto minore è
la capacità termica della stessa.
N.B. Se il tempo di recupero è troppo
basso, il ritmo di lavoro rallenta perché
occorre attendere del tempo tra l’esecuzione di un giunto ed il successivo.
4. La punta del saldatore
La scelta della punta del saldatore
manuale è di assoluta importanza per
poter realizzare un giunto saldato di
assoluta qualità; la sua forma e le sue
dimensioni infatti devono essere con-
Figura 3 - Rappresentazione di una punta saldante intelligente relativa a un saldatore manuale a frequenza.
formi alle superfici
da saldare, per questo
m o t i v o e s is te u n a
grande quantità di tipi
di punte.
Il materiale con cui è
costituita la punta è
importante e deve
possedere le seguenti
caratteristiche:
• elevata conducibilità termica;
• elevato calore specifico;
• buona bagnabilità
da parte della lega
brasante fusa;
• insolubilità nella
lega brasante fusa;
• scarsa tendenza ad
ossidarsi quando
lasciata calda a
contatto con l’aria.
Le punte del saldatore manuale a resistenza sono generalmente composte di
rame (o di sue leghe) in quanto possiede
un’ottima conducibilità termica ed un
elevato calore specifico; le punte del saldatore manuale a frequenza, invece,
sono composte da materiale ferromagnetico (lega Fe-Ni) che permette di realizzare “l’effetto pelle” quando attraversato
da alte frequenze.
Il rame e la lega Fe-Ni, però, hanno una
scarsissima resistenza all’ossidazione ed
una eccessiva dissoluzione nella lega
saldante fusa, quindi vengono rivestiti
nell’ordine da una finitura di ferro galvanico (che impedisce la dissoluzione
del rame), da una finitura meno spessa di
nichel galvanico e da una finitura superficiale finissima di cromo galvanico
(resistente all’ossidazione).
Figura 4 - Esempio di utilizzo di pinze
termiche per la dissaldatura.
damentale per effettuare saldature
precise. Per la saldatura di componentistica per tecnologia a montaggio superficiale (SMT) si dovrebbero utilizzare fili
di lega saldante aventi diametro compreso tra 0.2 mm e 0.5 mm; per la saldatura di componentistica per tecnologia a
foro passante (THT) si dovrebbero utilizzare fili di lega saldante aventi diamet ro c om pres o tra 0.5 mm e 0.8 mm
mentre per la saldatura di cablaggi si
consigliano fili aventi diametro compreso tra 0.8 e 1.2 mm.
Per effettuare saldature precise la forma
e la dimensione dell’impugnatura del
saldatore manuale è fondamentale.
Prima di cominciare a saldare, si consiglia di seguire le seguenti regole:
• impostare la temperatura di saldatura
secondo i dati forniti dai fornitori dei
componenti elettronici e dei circuiti
stampati. Nel caso in cui le suddette
temperature non dovessero essere
sufficienti per potere effettuare le saldature, allora bisogna applicare
un sistema di preriscaldamento alla
zona in cui si vuole effettuare il
giunto di saldatura, al fine di portarla
ad una temperatura compresa tra i
90 °C e i 120 °C;
• impugnare correttamente il saldatore:
possibilmente tra pollice, indice e
medio (così come generalmente si
impugna una penna per scrivere);
• fare in modo che le parti da saldare
non si muovano durante l’operazione
di saldatura, soprattutto durante la
solidificazione della lega brasante.
6. Attrezzatura ausiliaria alle
stazioni saldanti
Le molte aziende presenti sul mercato,
specializzate nella progettazione e realizzazione di stazioni saldanti, spinte da
una particolare concorrenza associata
con l’evoluzione delle tecnologie elettroniche, hanno portato alla realizza-
5
3
4
2
5. Cenni sulle modalità di utilizzo
del saldatore
Ogni operatore, generalmente, utilizza
un proprio metodo per saldare manualmente maturato dall’esperienza lavorativa e, possibilmente, dopo un periodo di
buon addestramento.
Un buon operatore deve essere dotato di
intraprendenza e di inventiva in quanto
può trovare da saldare differenti cose
con numerose problematiche.
La scelta di un opportuno diametro del
filo di lega brasante da utilizzare è fon-
1
1: punta saldante
2: impugnatura
3: pulsante
4: tubetto di aspirazione
5: camera di raccolta scorie
Figura 5 - Esempio di dissaldatore ad aspirazione.
zione di stazioni saldanti equipaggiate di
attrezzature atte alla rilavorazione dei
giunti brasati e alla rimozione e sostituzione della componentistica elettronica.
Si tratta quindi di vere e proprie stazioni
per la saldatura e dissaldatura di componentistica elettronica nonché nominate
anche come stazioni di “rework”.
Le attrezzature ausiliarie maggiormente
diffuse sono:
• le pinze termiche;
• i dissaldatori ad aspirazione;
• le “pistole” ad aria calda.
Le pinze termiche (Fig. 4) sono caratterizzate da un’impugnatura, avente forma
di pinza, collegata alla centralina
mediante un cavo elettrico (così come
descritto per l’impugnatura del saldatore
manuale a resistenza).
Ai capi delle pinze termiche si trovano
due punte saldanti (reperibili sul
mercato in diverse forme e misure) che,
con lo stringersi dell’impugnatura,
toccano le estremità dei componenti
elettronici (dove sono presenti le connessioni brasate) portando a fusione i
giunti brasati e, mediante la rimozione
della pinza dall’area di lavorazione,
avverrà anche la rimozione del componente elettronico.
Il principio di funzionamento delle pinze
termiche può essere equivalente sia a
quello descritto per i saldatori manuali
tradizionali a resistenza sia a quello
descritto per i saldatori manuali a frequenza.
Le pinze termiche vengono solitamente
utilizzate per la rimozione di componentistica realizzata per tecnologia a montaggio superficiale.
I dissaldatori ad aspirazione (Fig. 5)
sono caratterizzati da un’impugnatura
similare a quella del saldatore manuale
avente al suo capo una punta saldante
reperibile sul mercato in diverse forme e
misure.
Le punte saldanti dei dissaldatori ad
aspirazione possiedono una cavità
interna che permette il collegamento,
tramite un tubetto di plastica, ad una
Figura 6 - Esempio di pistola ad aria calda.
pompa aspirante a motore che viene
azionata mediante la pressione di un pulsante posto sull’impugnatura: a questo
punto la pompa aspirante a motore
provoca una depressione.
Quando la punta saldante viene messa a
contatto col giunto brasato lo fonde,
aspirando (grazie alla depressione generata dalla pompa aspirante) il materiale
di apporto che verrà convogliato in una
“camera” di raccolta scorie (posizionata
tra la punta saldante e il tubetto di aspirazione).
I dissaldatori ad aspirazione vengono
solitamente utilizzati per la rimozione di
componentistica realizzata per tecnologia a foro passante.
Le pistole ad aria calda (Fig. 6) sono
anch’esse caratterizzate da un’impugnatura similare a quella del saldatore
manuale avente al suo capo una punta
saldante reperibile sul mercato in
diverse forme e misure.
L’impugnatura è collegata alla centralina
mediante un cavo elettrico e un tubetto
plastico; il cavo elettrico svolge il solito
compito di fornire energia alla punta saldante mentre il tubetto plastico è interfacciato a due pompe (presenti nella centralina) che producono un flusso d’aria e
un vuoto.
Il flusso d’aria, riscaldato dall’energia
fornita all’impugnatura (e/o alla punta
saldante) mediante il cavo elettrico collegato con la centralina, riscalda i giunti
brasati fino a portarli a fusione mentre il
vuoto permette (tramite un tubicino presente al centro della punta) la rimozione
del componente elettronico.
Le pistole ad aria calda vengono solitamente utilizzate per la rimozione di
componentistica realizzata per tecnologia a montaggio superficiale caratterizzata da un corpo assai voluminoso.
Luca MOLITERNI, diplomato Perito Elettronico nel 1998, è dipendente
dell’Istituto Italiano della Saldatura dal 1999. È attualmente Responsabile
dell’ Area Microsaldatura in Elettronica della Divisione Formazione; svolge
mansioni di Istruttore/Esaminatore di saldatura in elettronica secondo le
specifiche dell’ESA (European Space Agency) e Master Instructor secondo lo
Standard ANSI/IPC-A-610. Svolge inoltre attività di assistenza tecnica per le
Aziende coinvolte nella produzione di assemblaggi elettronici e di ricerca
sulla saldatura in elettronica.
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Procedure di calcolo numerico per l’analisi
strutturale di componenti in creep basate
sulla definizione della “reference stress”
(°)
S. Pagano *
G.L. Cosso *
Sommario / Summary
Nell’ambito dell’analisi strutturale la stima della vita teorica
di un componente in esercizio in regime di scorrimento
viscoso può essere condotta seguendo un approccio tradizionale, sulla base delle procedure “by formula” proposte dalle
normative di progetto. L’adozione del metodo ad elementi
finiti con analisi elastica lineare richiede l’attenta interpretazione, non sempre agevole, della natura delle tensioni agenti
(primarie, secondarie, non lineari). L’impiego dell’analisi
elastoplastica non lineare consente invece una stima più
immediata delle tensioni effettivamente agenti sugli elementi
strutturali quando i fenomeni di rilassamento indotti dal creep
hanno già avuto luogo. In quest’ambito è possibile l’applicazione delle procedure di calcolo proposte dalle recenti normative e raccomandazioni che regolano la progettazione e
l’esercizio di apparecchiature a pressione (UNI EN 13445,
R5), adottando un legame costitutivo elastoplastico e valutando una tensione di riferimento da impiegare nel calcolo del
tempo teorico di rottura.
Tale approccio può essere applicato anche nella fase di progettazione di componenti operanti in regime di creep.
Nel presente lavoro vengono sinteticamente discussi i criteri
proposti dalle normative sopra citate, illustrando un esempio
applicativo nell’ambito della valutazione di vita residua di
un’apparecchiatura in esercizio in un impianto petrolchimico.
Within structural analysis the remaining life assessment of
components operated in creep regime can be carried out by
adopting the traditional approach, on the basis of “by
formula” procedures proposed by design codes. The adoption
of the finite element method with linear elastic analysis
requires a careful interpretation, not always simple, of the
nature of stress components (primary, secondary, peak....).
On the other hand, the elastic-plastic non-linear analysis
allows stresses acting on components, when creep relaxation
effects have occurred, to be quickly evaluated. In this context
the application is possible of calculation procedures proposed by recent standards and recommendations concerning
design and operation of pressure vessels (EN 13445, R5), by
adopting an elastic-plastic constitutive law and thus evaluating a reference stress to be used in calculating the theoretical
time to rupture.
This approach can also be used during the design stage of
creep operated components.
In this paper the assessment criteria proposed by the standards mentioned above are briefly summarized and a case
study is discussed concerning the remaining life assessment
of a pressure equipment in service in a refinery plant.
Keywords:
ASME; chemical engineering; computation; creep; creep
resisting materials; creep strength; design; elevated temperature strength; finite element analysis; high temperature;
ISPESL; pressure vessels; remanent life; service conditions;
standards; stress analysis; stress distribution; stress rupture
strength; structural analysis; UNI EN.
(°) Memoria presentata al Convegno: “SAFAP 2010”
Venezia, 13-14 Maggio 2010.
*
Istituto Italiano della Saldatura - Genova.
S. Pagano e G.L. Cosso - Procedure di calcolo numerico per l'analisi strutturale di componenti in creep, ecc.
A = 10
n =8
-23
1. La “tensione di riferimento”
Nell’ambito della progettazione di apparecchi in pressione, le principali norme
nazionali ed internazionali prevedono da
tempo criteri per l’interpretazione dei
risultati ottenuti da analisi numeriche ad
elementi finiti. L’approccio “design by
analysis” è infatti di notevole utilità in
tutti i casi in cui occorre superare le limitazioni delle tradizionali procedure “by
formula”: quando è necessario, ad
esempio, verificare la resistenza di componenti di geometria particolare e/o considerare l’interazione tra tensioni di
natura primaria (determinate dai carichi
meccanici) e tensioni di natura secondaria (correlate alla congruenza delle
deformazioni). L’evoluzione dei software ad elementi finiti e il costante
incremento delle prestazioni dei calcolatori hanno poi contribuito a rendere
sempre più agevole e diffuso l’utilizzo
dell’analisi numerica.
Fino a pochi anni fa, tuttavia, l’applicazione dell’approccio “design by analysis” era possibile solamente per componenti progettati per temperature
massime di esercizio inferiori al limite
convenzionale di inizio scorrimento
viscoso. Questa importante limitazione è
stata recentemente superata, sia pure con
modalità differenti, dai principali riferimenti normativi del settore: la EN 13445
e il codice ASME.
Lo stato di tensione determinato dall’analisi numerica lineare elastica è in
generale caratterizzato da significativi
effetti di concentrazione, tipicamente in
corrispondenza di discontinuità geometriche. In tali zone l’interpretazione della
natura delle tensioni agenti è spesso
complessa: agli effetti primari, di norma
di carattere locale, si sovrappongono
infatti significativi contributi secondari.
Le deformazioni indotte dallo scorrimento viscoso, maggiormente pronunciate nelle zone di concentrazione di tensione, determinano una progressiva
attenuazione degli effetti locali e secondari, promuovendo la ridistribuzione
A = 10
n =6
-19
Figura 1 - Distribuzione della tensione equivalente di Von Mises (MPa) che caratterizza le
condizioni di “steady state” per due differenti leggi costitutive (in entrambi i casi è stato
utilizzato il modello di Norton: ∂ε/∂t = Aσn).
delle tensioni stesse. Questa fase transitoria iniziale termina con il raggiungimento di una condizione “stazionaria”
(“steady state”): nelle fasi successive lo
stato di tensione non manifesta ulteriori
variazioni, nonostante il continuo incremento delle deformazioni viscose (anelastiche). L’evoluzione dello stato di tensione determinata dallo scorrimento
viscoso presenta evidenti analogie con la
ridistribuzione delle tensioni indotta dal
legame costitutivo elastoplastico.
È peraltro immediato osservare (Fig. 1)
che il valore delle tensioni agenti nello
“steady state” è con buona approssimazione indipendente dal legame costitutivo scelto per rappresentare lo scorrimento vis cos o, che ha influ e n z a
solamente sulle deformazioni. Il valore
massimo della tensione equivalente di
Von Mises che si manifesta nello “steady
state” è pertanto paragonabile (Fig. 2) al
carico unitario di snervamento di una
legge costitutiva elastica - perfettamente
A = 10
n =8
-23
Figura 2 - Confronto tra una delle distribuzioni nella Figura 1 (a destra) e la distribuzione
della tensione equivalente di Von Mises (a sinistra) ottenuta con una legge costitutiva
elastica-perfettamente plastica, con carico unitario di snervamento pari a 100 MPa.
plastica adottata in un’analisi numerica
non lineare.
Da tali considerazioni ha origine il concetto di “tensione di riferimento” (“reference stress”), ormai da tempo utilizzato
nella letteratura tecnica e nei riferimenti
normativi inerenti lo scorrimento
viscoso ([1], [2], [3]).
Considerate le definizioni seguenti:
• Pd: combinazione dei carichi meccanici nelle condizioni di progetto;
• σy: carico unitario di snervamento del
materiale (caratterizzato da una legge
costitutiva elastica - perfettamente
plastica);
• Plim: combinazione dei carichi meccanici, proporzionale a P d, che determina il collasso plastico del componente,
il valore della tensione di riferimento è
definito dall’equazione:
σref = Pdσy/Plim
(1)
in cui il rapporto σ y /P lim è con ottima
approssimazione indipendente da σy. La
tensione di riferimento ottenuta da (1)
può di conseguenza essere confrontata
sia con il carico unitario di snervamento
del materiale, nella verifica della resistenza del componente nei confronti del
collasso plastico, sia con la resistenza
del materiale stesso nei confronti dello
scorrimento viscoso, nei casi in cui sia
quest’ultimo fenomeno a condizionare il
dimensionamento.
2. La fase transitoria che precede
lo “steady state”
Nel periodo di esercizio che precede lo
“steady state”, come descritto nel paragrafo precedente, hanno luogo le deformazioni viscose che determinano la ridistribuzione delle tensioni agenti. Questa
fase costituisce pertanto un contributo,
in generale non trascurabile, al danneg-
giamento del
Distribuzione
componente per
elastica lineare
Ulteriore fase
σ
scorrimento
transitoria
viscoso.
Condizione di
In alcuni compo“steady state”
nenti la fase transitoria può maniFase transitoria
iniziale
festarsi ad ogni
ciclo operativo di
ε
arresto/avviam e nt o. Q ues ta
c i rc ostanza s i
Assenza di deformazioni
verifica quando,
plastiche nella fase di arresto
(linea verde)
per effetto delle
condizioni di congruenza, durante
Deformazioni plastiche nella
fase di arresto (linea blu)
la fase di arresto
le deformazioni
Figura 3 - Evoluzione qualitativa dello stato
viscose determidi tensione e deformazione di un componente
nate
durante
in esercizio in regime di scorrimento viscoso.
l’esercizio indu3. Codice ASME ed EN 13445:
cono fenomeni di plasticizzazione locale
le importanti innovazioni
(Fig. 3). Al successivo avviamento, lo
dell’edizione 2007
stato di tensione che ne consegue viene
riportato allo “steady state” con una
Nell’edizione 2007 del Codice ASME è
nuova fase transitoria. In tali condizioni
stata completamente rinnovata la Diviogni ciclo determina un contributo al
sione 2 della Sezione VIII, nella quale
danneggiamento viscoso di entità simile
sono riportate le prescrizioni per l’ima quello corrispondente alla fase iniziale
piego dell’analisi strutturale numerica.
dell’esercizio.
È stata notevolmente ampliata ed approU n a s t i m a a c c u r a t a d i t a l i e ff e t t i è
fondita, in particolare, la descrizione dei
tutt’altro che agevole. Occorrerebbe
criteri per l’impiego dell’analisi non
infatti un modello matematico estremalineare (limite ed elastoplastica); i valori
mente dettagliato della resistenza e del
dei coefficienti di sicurezza sono stati
comportamento costitutivo del mateallineati a quelli già da tempo indicati
riale, in differenti condizioni di tensione
dalla EN 13445 (Tab. I); la possibilità di
agente e temperatura di esercizio: un
utilizzare le procedure di verifica della
approccio eccessivamente oneroso per
Divisione 2 è stata estesa anche al prol’applicazione in ambito industriale.
getto di componenti in esercizio in
I principali riferimenti normativi, perregime di s corrimento visc o so . I n
tanto, propongono criteri semplificati:
• per valutare il contributo al dannegquest’ambito, tuttavia, l’applicazione
giamento della fase transitoria inidei software ad elementi finiti è limitata
ziale, modificando opportunamente il
all’analisi elastica lineare, in cui è necesvalore della tensione di riferimento;
saria l’interpretazione dei risultati con la
• per verificare le condizioni di “shakeprocedura di categorizzazione dello
down” durante i cicli di arresto/avviastato di tensione. Con le Addenda 2007
mento.
anche la norma EN 13445 introduce la
TABELLA I - Criteri per la definizione della tensione ammissibile per l'utilizzo delle prescrizioni della Sez. VIII Div. 2
del Codice ASME (Edizione 2007).
Materiale
Per T < Tamb
Rottura a
Carico di
trazione snervamento
Rottura a
trazione
Carico di
snervamento
Per T ≥ Tamb
Tensione di
rottura
Incremento
deformazione a creep
Acciai ferritici
Rm/2.4
fy/1.5
Rm/2.4
fyT/1.5
Min(σRmed/100000/
1.5, 0.8σRmin/100000)
σmed/0.01% 1000h
Acciai austenitici
Rm/2.4
fy/1.5
Rm/2.4
Min(fy/1.5, 0.9fyT)
Min(σRmed/100000/
1.5, 0.8σRmin/100000)
σmed/0.01% 1000h
possibilità di adottare l’analisi strutturale numerica per la progettazione di
componenti in esercizio in regime di
scorrimento viscoso (Annex B “Design
By Analysis - Direct Route”). A differenza del Codice ASME viene ammesso,
in quest’ambito, l’impiego dell’analisi
non lineare (analisi limite). Le procedure
di calcolo, sostanzialmente analoghe a
quelle indicate in R5, prevedono l’esecuzione di due differenti verifiche:
• “Creep Rupture” (CR): esamina la
resistenza delle membrature nei confronti delle azioni meccaniche;
prevede l’impiego dell’analisi non
lineare elastica-perfettamente plastica
(con l’utilizzo del criterio di Von
Mises) in cui il carico unitario di
snervamento viene posto pari alla
resistenza di progetto del materiale.
Quest’ultima viene calcolata (con
l’adozione di un opportuno coefficiente di sicurezza) sulla base della
resistenza media a rottura per scorrimento viscoso relativa ad un periodo
di esercizio commisurato alla vita di
progetto, in ogni caso non inferiore a
100˙000 h;
• “Excessive Creep Strain” (ECS):
considera l’eventualità che durante la
vita di progetto le deformazioni permanenti possano superare, anche
localmente, la duttilità a creep del
materiale. La verifica comprende,
mediante una procedura semplificata,
la stima del contributo al danneggiamento determinato dalla fase transitoria iniziale: il peso di tali effetti è
tanto più significativo quanto maggiore è l’entità delle concentrazioni di
tensione rilevate dall’analisi elastica
lineare.
Deve essere infine verificata l’assenza di
deformazioni plastiche (“shakedown”)
indotte dalle condizioni di congruenza
durante le fasi transitorie, come descritto
in dettaglio nel paragrafo precedente.
È di notevole importanza segnalare che,
nel contesto dell’analisi numerica, la
presenza di giunzioni saldate deve
essere opportunamente considerata
mediante l’adozione di opportuni fattori
di riduzione della resistenza a creep
(Par. B.9.2 “Welded joints”). Per quanto
tale aspetto non rappresenti l’oggetto
principale del presente lavoro, deve
essere sottolineato che l’accurata caratterizzazione del comportamento delle
giunzioni saldate nei confronti dello
scorrimento viscoso rappresenta ad oggi
una tematica tutt’altro che evasa, in particolare per i materiali di impiego più
recente.
4. L’applicazione delle
prescrizioni della norma
EN 13445 per la stima della
frazione di vita consumata di
componenti in esercizio in
regime di scorrimento viscoso
Oltre a costituire un’opzione alternativa
all’approccio “design by formula” nella
fase di progetto, le prescrizioni della
norma EN 13445 per l’utilizzo dell’analisi numerica possono essere adottate
anche nell’ambito della riomologazione
di apparecchiature in esercizio in regime
di scorrimento viscoso ai sensi della Circolare ISPESL n° 48/2003, che rappresenta attualmente il riferimento vigente,
nel nostro Paese, per l’esame di componenti che hanno totalizzato un periodo di
servizio superiore alla vita di progetto
(tipicamente 100˙000 h). L’opportunità
di utilizzare l’analisi numerica in tale
contesto è in generale correlata:
• alla necessità di effettuare una stima
più accurata della frazione di vita
consumata nei casi in cui le procedure “by analysis” normalmente
impiegate conducano a risultati
eccessivamente cautelativi, non con-
Fasciame cilindrico
della “plenum chamber”
Fondo emisferico
intermedio
Fasciame cilindrico
del reattore
gruenti con l’esito delle attività di
ispezione (controlli non distruttivi ed
indagini metallografiche);
• alla necessità di esaminare componenti di geometria complessa, per i
quali le procedure “by formula” sono
a rigore non applicabili e/o non consentono di ottenere una rappresentazione completa ed esauriente delle
sollecitazioni agenti.
Nel seguito viene sinteticamente proposta la descrizione di un esempio applicativo, in cui l’adozione dell’approccio
“design by analysis” è stata ritenuta
necessaria in relazione alla particolare
geometria dei componenti in esame.
La zona considerata è costituita dalla
“plenum chamber” di un reattore FCC,
nel caso in esame realizzata con la soluzione costruttiva rappresentata nella
Figura 4.
Si tratta di un caso di particolare interesse, dal momento che, con tutta evidenza, il fasciame cilindrico induce sul
fondo emisferico intermedio tensioni di
natura primaria localizzate in prossimità
della zona di connessione, che è senza
dubbio arduo stimare con procedure “by
formula”. Anche l’analisi elastica lineare
può, in questo caso, dare adito ad interpretazioni non univoche dei risultati
ottenuti, dal momento che non è certamente immediato individuare correttamente la natura delle sollecitazioni
agenti (Fig. 5).
Modello 2D assialsimmetrico
Zona di connessione
fondo intermedio“plenum chamber”
Figura 4 - Zona di connessione del fasciame cilindrico del reattore con il fondo emisferico
intermedio e la “plenum chamber”.
Come noto, la procedura indicata dalla
Circolare ISPESL n° 48/2003 per la
stima della frazione di vita consumata
prevede il calcolo della sollecitazione
agente sul componente in esame nelle
condizioni di esercizio dichiarate dall’Esercente. Nel caso in cui a tale scopo
sia impiegata l’analisi non lineare elastica - perfettamente plastica, tale valore
è rappresentato dalla tensione di riferimento definita dall’equazione (1),
opportunamente modificata per considerare il contributo al danneggiamento per
creep della fase transitoria che precede
lo “steady state”. È di conseguenza possibile utilizzare l’equazione (B.9-2) proposta dalla EN 13445 per la verifica
ECS, di seguito riprodotta:
σref = [1+0.13(Au/Ae-1)]AdRMd/Au (2)
in cui:
• RMd rappresenta la resistenza di progetto del materiale (definita sulla
base della resistenza allo scorrimento
viscoso);
• A d rappresenta la combinazione di
carico di progetto;
• A u rappresenta la combinazione di
carico, proporzionale ad Ad, che corrisponde al collasso plastico del componente. A u viene calcolata rappresentando il comportamento del
materiale mediante una legge costitutiva elastica-perfettamente plastica,
in cui il carico unitario di snervamento è rappresentato da RMd;
• A e rappresenta la combinazione di
carico, proporzionale ad Ad, che corrisponde, in un’analisi elastica lineare,
al raggiungimento di un valore
massimo della tensione strutturale
pari a RMd.
Nell’esempio applicativo proposto, la
combinazione di carico “A” è costituita
dalla sola pressione interna “P”; di conseguenza l’equazione (2) è stata modificata come segue:
σref = [1+0.13(Pu/Pe-1)]Pesσy/Pu (3)
Sezione A-B
A
B
Figura 5 - Distribuzione della tensione ideale di Von Mises (in MPa) ottenuta dall’analisi elastica lineare in condizioni di esercizio. In alto a sinistra è rappresentata la distribuzione linearizzata della tensione in corrispondenza della sezione A-B (la componente di membrana è indicata in azzurro, la componente di membrana+flessione in violetto, la tensione effettiva in rosso).
Tensione equivalente di Von Mises
Deformazione equivalente di Von Mises
Figura 6 - Distribuzione della tensione (in MPa) e della deformazione equivalente di Von Mises
in corrispondenza della pressione Pu.
in cui Pes è la pressione massima di esercizio dichiarata dall’esercente e σy rappresenta un valore arbitrariamente scelto
per il carico unitario di snervamento. Pu
e Pe vengono calcolate, con le modalità
descritte, sulla base di σ y ; come già
TABELLA II - Dati impiegati per la determinazione della tensione di riferimento.
Pes
[MPa]
0.25
σy
[MPa]
50
Pu
[MPa]
0.437
Pe(1)
[MPa]
0.196
σref
[MPa]
33.18
σref/Cr(2)
[MPa]
36.87
Tes
[°C]
513
tR(3)
[h]
106
(1) Valore calcolato sulla base della distribuzione linearizzata della tensione equivalente di Von Mises illustrata nella Figura 5.
(2) Valore della tensione di riferimento incrementato mediante il coefficiente di riduzione della resistenza a scorrimento viscoso per i giunti saldati Cr (assunto pari a 0.9 come previsto
dalla Circolare ISPESL n° 48/2003).
(3) Tempo teorico a rottura stimato superiore a 106 h (Fig. 7).
ASTM A387 Gr. 11 Cl. 2
PLM
“Master Curve”
T = 513 °C
Isoterma alla temperatura
massima di esercizio
Tensione (MPa)
log10σ
Tempo (h)
Figura 7 - “Master Curve” e curva isoterma bilogaritmica tensione - tempo.
notato, infatti, il rapporto σ y /P u è con
ottima approssimazione indipendente da
σy, così come, per ovvia conseguenza, il
rapporto Pu/Pe. Nel caso in esame i dati
utilizzati per il calcolo di σref sono sintetizzati nella Tabella II. Nella Figura 6 è
rappresentata la distribuzione della tensione e della deformazione equivalente
di Von Mises corrispondenti alla pressione P u ; nella Figura 7 sono infine
riportate la “Master Curve” e la curva
isoterma bilogaritmica tensione - tempo
utilizzate per la stima del tempo teorico
a rottura.
5. Considerazioni conclusive
Nelle due principali norme (EN 13445 e
Codice ASME) per la progettazione e la
fabbricazione di apparecchi in pressione
è stata recentemente introdotta un’importante innovazione: la definizione di
prescrizioni e procedure per l’utilizzo
dell’analisi strutturale numerica ad elementi finiti anche nell’ambito dell’esercizio in regime di scorrimento viscoso
ad alta temperatura. Questo passo riconosce evidentemente le potenzialità e
l’importanza di uno strumento di calcolo
ormai familiare e diffuso, già da tempo
largamente utilizzato nell’ambito della
sperimentazione e della ricerca.
La possibilità di utilizzare l’analisi non
lineare, prevista dalla norma EN 13445,
rende l’utilizzo dell’approccio “design
by analysis” concettualmente semplice,
oggettivo e immediatamente fruibile,
riducendo gli oneri ed i rischi di “personalizzazione” tipicamente correlati
all’interpretazione dei risultati ottenuti
dall’analisi lineare elastica.
Le prescrizioni della norma EN 13445
rappresentano infine una guida per
l’adozione dell’analisi numerica anche
nell’ambito della riomologazione di
apparecchiature in esercizio in regime di
scorrimento viscoso ai sensi della Circolare ISPESL n° 48/2003. In tale contesto
l’utilizzo delle tecniche di calcolo ad
elementi finiti rappresenta uno strumento prezioso per valutare con accuratezza e approfondimento le condizioni di
sollecitazione effettivamente agenti, in
tutti i casi in cui l’approccio “by
formula” evidenzia oggettive limitazioni.
Bibliografia
[1]
British Energy R5: «Assessment procedure for the high temperature response of structures».
[2]
EN 13445-3:2009: «Recipienti a pressione non esposti a fiamma - Parte 3: Progettazione».
[3]
BS 7910:2005: «Guide to methods for assessing the acceptability of flaws in metallic structures».
[4]
Circolare ISPESL N. 48/2003: «Procedura tecnica su verifiche di calcolo e controlli su componenti in pressione in regime
di scorrimento viscoso del materiale».
Sabrina PAGANO, laureata in Ingegneria Civile
presso l'Università di Genova nel 2000. Dal 2000 al
2002 ha collaborato con società di ingegneria nel
campo della progettazione civile ed industriale;
funzionario dell'Istituto Italiano della Saldatura dal
2002, lavora nel Settore Ingegneria, Calcolo e
Progettazione della Divisione Ingegneria.
Gian Luigi COSSO, laureato in Ingegneria Civile
presso l’Università di Genova nel 1999. Funzionario
dell’Istituto Italiano della Saldatura dal 2000;
attualmente lavora nel Settore Ingegneria, Calcolo e
Progettazione della Divisione Ingegneria.
Tie-in welding of X100 pipeline steels
T. Liratzis *
D. Yapp **
Summary / Sommario
*
The API bevel preparation with 60° included angle is typically used for girth welds which connect the mainline pipe to
sections of pipe at road and river crossings. Traditionally cellulosic electrodes are used for tie-in welds but for high
strength pipe basic electrodes were introduced. In order to
improve joint completion rates, mechanized welding with
rutile flux cored wires can also be used, but generally does
not provide adequate strength levels for the highest strength
(X100) pipes. The report describes the welding trials carriedout using basic flux cored wires and a modified weld preparation. High weld metal yield strength at 966 MPa and Charpy
impact values of 50 J at -60 °C were achieved, combined with
high productivity.
resistenza è stato introdotto l’uso di elettrodi basici.
Al fine di migliorare la produttività, è stata utilizzata anche la
saldatura meccanizzata con fili animati rutili che tuttavia
non forniscono livelli di resistenza adeguata per i tubi in
X100.
L’articolo descrive le prove di saldatura effettuate con i fili
animati basici e preparazione dei giunti modificata.
Sono stati così ottenuti, in zona fusa, una resistenza allo
snervamento di 966 MPa e valori di resilienza Charpy di
50 J a -60 °C ed una contemporanea alta produttività.
La preparazione dei giunti con smusso di 60° secondo API è
tipicamente utilizzata per le saldature che collegano la linea
principale della tubazione alle sezioni di tubo per gli attraversamenti stradali e dei fiumi. Tradizionalmente, per le saldature di collegamento tubo-tronchetto (tie-in) vengono utilizzati elettrodi cellulosici ma per tubazioni in acciaio ad alta
Keywords:
API; automatic control; cored filler wire; dynamic fracture
tests; FCA welding; fracture mechanics; GMA welding; high
strength steels; joint preparation; mechanical properties;
pipeline steels; pipelines; pulsed arc welding; root runs;
shielding gases; standards.
Consultant - Athens (Hellas).
** Senior Lecturer - Cranfield University - Cranfield Beds (UK).
T. Liratzis e D.Yapp - Tie-in welding of X100 pipeline steels
1. Introduction
Tie-in welding is characterized by the
lack of access to back of the joint for
internal welding bugs as well as difficulties in re-bevelling and alignment. Consequently, the typical API bevel preparation with 60° included angle is applied
[1]. Tie-in welds in general are carriedout using cellulosic electrodes, uphill for
the root and hot pass and downhill for
the fill/cap passes while basic electrodes
a r e u s e d f o r h ig h st re ngt h st e e l s.
However, for X80 pipes welding procedures have been successfully developed
[2] using rutile flux cored wires with
close control of heat input. Welding
trials [3] on X100 pipeline steels using
rutile flux cored wires produced welds
with yield strength to 740 MPa failing to
satisfy the established overmatching criterion (810-860 MPa). Attempts to
improve the weld metal strength by
reducing the angle of the joint configuration and selecting filler wires with
higher alloy content were not successful.
In recent welding trials [4] on X100
pipes using rutile FCAW, the pipe bevel
angle was reduced to 25°, SFA/AWS
A5.29 E111T1-K3MJ-H4 filler wire was
used and the heat input was established
in the range 1.0-1.5 kJ/mm. An all-weld
was carried-out externally using a bug
and band welding system. The contact
tip to work distance was manually controlled during welding, while oscillation
width and frequency were selected prior
welding. The bevel angle selected was
equal to 15° (Figure 1) which considerably reduces the joint volume compared
to the standard 30° of the API 5L. The
welding trials were conducted in the
ASME IX 5G position. Although the
quality of the root pass was poor, for the
purpose of the present work it was
accepted so that work on the subsequent
basic flux cored wire passes could
proceed.
Pulsed welding was selected for its
low spatter characteristics and for its
ability to use low-medium average
current. In the beginning, welding was
carried-out in the uphill direction but
significant arc instabilities were reported
and when downhill welding direction
was adopted the process was considerably improved.
A working point in the synergic curve
was developed and all passes were
deposited at the same wire feed speed.
metal yield strength of 745-769 MPa
was achieved.
Rutile wires are selected for their
smooth metal transfer associated with
high oxygen content. Reducing the
oxygen content is expected to improve
toughness properties, but metal transfer
characteristics deteriorate and therefore
the benefits of using rutile wire are lost.
Development of basic pulsed flux-cored
welding for X100 pipelines and investigation of the weld metal mechanical
properties is the subject of this paper.
2. Materials, equipment,
experimental method
The pipe material used was X100 with
specified minimum yield strength of
690 MPa. The pipe dimensions were
914 mm OD (36 in) x 19.05 mm wall
thickness and the chemical composition
of the pipe and filler wires used is shown
in Table I. The filler wires selected were
of 1.2 mm nominal diameter.
For the root pass a metal cored wire was
used with shielding gas composition
78%Ar 20%CO2 2%O2.
The hot, fill and cap passes were completed using basic flux cored wire and
the shielding gas composition was
changed to 92%Ar 5%CO2 3%O2.
All welding runs were carried-out at a
constant gas flow rate of 18-20 l/min.
A digitally controlled inverter power
supply was used. This power source was
designed to give 400 A at 100% duty
cycle (500 A at 60% duty cycle) and was
linked to a wave designer software for
online waveform control. All welding
15°
19.00 mm
1.0-1.5 mm
2.8-3.0 mm
Figure 1 - Tie-in joint configuration.
TABLE I - X100 pipe and filler wire chemical composition.
Pipe and flux/ metal
cored wires
Classification
C
%
Mn
%
36 in x 19.0 mm; pipe
X100
0.06
1.88
Flux cored wire 1
A5.29 E111T5-K4
0.08
Flux cored wire 2
A5.29 E121T5-G
Metal cored wire
(root only)
A5.18 E70C-6C+6M
Cr
%
Ni
%
Mo
%
PCM
CET CEIIW
0.007 <0.005 0.18
0.022
0.50
0.26
0.20
0.30
0.48
1.56
0.009 0.007
0.45
0.45
2.03
0.46
0.26
0.35
0.66
0.079
1.73
0.011 0.017
0.44
0.9
2.25
0.51
0.30
0.40
0.80
0.06
1.6
0.5
-
-
-
-
-
-
Balance Fe
PCM = C + Mn/20 + Mo/15 + Ni/60 + Cr/20 + V/10 + Cu/20 + Si/30 + 5B
CET = C + (Mn+Mo)/10 + (Cr+Cu)/20 + Ni/40
CEIIW = C + Mn/6 + (Cr +Mo+V)/5 + (Cu+Ni)/15
Wire analyses as per manufacturer’s batch test certificates
P
%
S
%
-
Si
%
TABLE II - Welding parameters for tie-in welding procedure development.
Torch
Preheat
Temp.
WFS
m/min
Amps
I (Average)
Volts
V (Average)
Arc
energy
Filler wire
Travel
speed
Polarity
Weave
CTWD
frequency
Int. root
DC+ve
Metal cored wire
100-130°C
3.3-3.4
154
15
2
18.00
180
0.77
Hot
DC-ve
Flux cored wire 2
100-130°C
7.62
185
20
2
15.00
240
0.92
Fill 1
DC-ve
Flux cored wire 2
100-130°C
7.62
192
20
2
15.00
240
0.96
Fill 2
(split 1/2)
DC-ve
Flux cored wire 2
100-130°C
7.62
193
19
2
15.00
275
0.8
Fill 3
(split 1/2)
DC-ve
Flux cored wire 2
100-130°C
7.62
187
20
2
15.00
275
0.82
Cap
(split 1/2)
DC-ve
Flux cored wire 2
100-130°C
7.62
190
21
2
15.00
290
0.82
Pass
Hz
mm
mm/min kJ/mm
TABLE III - X100 tie-in welding procedure tensile results.
All weld metal strip tensile
(1:00 to 2:30 o’clock position)
Weld
procedure
X100 Pipe
OD x WT
Rp0.2
(MPa)
Rm
(MPa)
Yield /Tensile Ratio
Rp0.2/Rm
A
(%)
TIE-IN S01
36 in x 19.05 mm
966
1035
0.93
13.5
3. Results
Preliminary welding trials using both
filler wires consisted in short length pipe
welds of about 300-350 mm length. The
fl ux c ored w ire 1 gave w eld yield
strength equal to 758 MPa and the flux
c ore d w ire 2 yield s trength w as
844 MPa. Elongation (%) was very good
for both wires equal to 19.5% and 20%
respectively.
The w ire N o. 2 s how ed p r o m i si n g
results and was selected for the procedure development work.
The all weld metal tensile and hardness
results of the procedure weld marked as
Tie-in S01 are shown in Table III and
Table IV respectively.
Av. WM
WM
FL
Av. FL
250
200
Absorbed energy (J)
The hot and the first fill passes were
deposited as “single” pass while the
remaining passes were split. A wire
brush used to remove slag inclusions,
and a grinding wheel was also used over
the completed surface and in the overlapping section of split passes. The
welding parameter details are shown in
Table II.
A 7.0 mm diameter all-weld tensile
r o u n d b a r s p e c ime n wa s e xt ra c t e d
(BS EN 10002-1 [5]) which allows
several split fill passes to be incorporated
in the testing section. The sections for
hardness testing were ground to ensure
parallel surfaces, polished to 1 μm
surface finish and etched in 2% Nital.
Hardness testing performed in accordance with BS 4515-1 [6]. Charpy impact
tests were conducted at -20 °C, -40 °C,
-60 °C and -80 °C (BS 4515-1 [6]).
Samples were extracted 2 mm sub root.
Standard B x 2B through pipe wall
thickness CTOD tests to BS 7448-1/2
[7] were carried-out. Three weld metal
tests were performed at -10 °C. Cross
weld tensile, nick break and side bends
dimensions and acceptance criteria were
according to API 1104 [8].
150
100
50
0
-90
-80
-70
-60
-50
-40
-30
-20
-10
0
Temperature (°C)
Figure 2 - Tie-in welding procedure impact (root) transition curves (flux cored wire 2).
TABLE IV - X100 tie-in welding procedure hardness results.
Hardness survey (2 mm sub root)
Weld
procedure
TIE-IN S01
X100 Pipe HV10 Survey
OD x WT
Location
36 in x
3:00 o’clock
19.05 mm 4 to 5 o’clock
Hardness survey (2 mm sub cap)
Weld Weld
Parent Parent Weld Weld
Parent Parent
HAZ
HAZ
HAZ
HAZ
metal metal
mat.
mat.
metal metal
mat.
mat.
average max
average max
average max
average max average max
average max
HV10 HV10
HV10 HV10
HV10 HV10
HV10 HV10 HV10 HV10
HV10 HV10
254
243
256
247
296
279
309
290
337
281
360
287
359
382
383
390
295
294
319
351
277
273
294
279
TABLE V - Chemical analysis of tie-in weld metal.
Chemical composition (wt %)
C
Mn
P
S
Si
Cu
Al
TIE-IN S01
0.09 1.90 0.012 0.011 0.55 0.91 2.01 0.47 0.04
weld metal
-
The impact toughness transition curves
for the root weld metal are shown in
Figure 2.
The cross weld tensile tests gave UTS
values between 760-826 MPa, and while
one of the nick break and one of side
bend samples failed with the remainders
were all acceptable.
A typical tie-in weld macrograph and the
cap weld metal microstructures are
shown in Figure 3.
The weld metal chemical analysis is
shown in Table V.
(a)
Cr
Ni
Mo
V
Nb
Ti
<0.01 <0.01 <0.01
4. Discussion
The earlier rutile wire (2.7Ni-0.3Mo)
tested [3] had a yield strength of 730740 MPa and failed to attain the overmatching criterion (810 to 860 MPa).
The two basic flux cored filler wires,
wi re 1 (2. 0N i-0.46M o) and w ire 2
(2.25Ni-0.5Mo) were initially tested
using the shielding gas composition
78%Ar 20%CO2 2%O2. However, a considerable amount of spatter was generated. Spatter significantly reduced when
B
O2 N2
CEIIW CET PCM
ppm ppm ppm
-
490
30
0.82 0.42 0.32
the gas composition was changed to
92%Ar 5%CO 2 3%O 2 . Although the
process was improved, large droplets at
the end of the melted wire were formed
indicating that further optimisation of
the waveform is required. This globular
type transfer mode can be associated
with the relatively low oxygen content
(490 ppm) in the weld metal (Table V)
characteristic of the basic flux cored
wires. Typically rutile flux cored wires
are formulated to give weld metal
oxygen between 500-750 ppm [9].
(b)
Figure 3 - Tie-in weld macro section and microstructures (weld metal cap and heat affected zone adjacent to the fusion line; flux cored wire 2).
100
Fusion line absorbed energy (J)
Weld metal absorbed energy (J)
50
Basic flux wire
Rutile flux wire
0
-90
-80
-70
-60
-50
-40
-30
-20
-10
200
150
100
50
Rutile flux wire
Basic flux wire
0
-90
-80
Temperature (°C)
-70
-60
-50
-40
-30
-20
-10
Temperature (°C)
Figure 4 - Comparison of weld metal (left) and fusion line (right) impact toughness transition curves for tie-in welds carried out with rutile and
basic flux cored wires.
The upper level enhances droplet transfer, while the lower level reduces transferability but generates better toughness
properties.
T h e h o t a n d f ir st fi l l pa sse s we re
deposited as single passes, while for the
rest of the passes the split technique was
found to produce considerable improvement of the weld profile despite the risk
associated with slag inclusions remaining trapped in the overlapping region of
the two passes. Generally, slag was
removed quite easily (wire bush) but
grinding was also required to guarantee
cleaning of the deposited weld bead.
Issues with high fluidity of the weld pool
(due to the basic constituents of the flux)
at 3.00 o’clock position were controlled
by increasing the welding speed.
Attempts in using the basic wire in vertical-up failed (unstable arc, non uniform
weld bead profile), since the basic constituents do not form slag stiff enough to
support the weld pool. However, rutile
f lu x - c o r e d w ir es suc c e e de d i n t he
upwards direction due to the stiff slag
that controls the weld pool, and allowing
the use of higher currents, contributing
to an increase of productivity in terms of
deposition rates and welding speed.
In fact, the arc energy levels of the welds
using rutile flux cored wires were in
the range 1.2-1.6 kJ/mm [3] and were
considerably higher of those of the
p r e s e n t w o r k w i t h ba si c wi re s of
0.82-0.98 kJ/mm.
The selected consumable (wire 2;
2.25Ni-0.5Mo) overmatched the pipe
SMYS by 120 MPa with a yield strength
of 966 MPa (Table III). Strength is influenced both by the faster cooling rates
produced by the narrower bevel preparation (30°) compared to the 60° API
bevel, and also and by the higher levels
of the alloying constituents of the basic
filler wire (Table I). Consequently, hardness levels (Table IV) were orientated
towards to the high levels for the cap
weld metal at 360-390HV10.
The Figure 3 shows the weld macrograph
(a) together with the cap microstructure
(b) of the weld metal and the heat
affected zone adjacent to the fusion line
revealing the presence of martensitic
islands associated with the high hardness levels measured (Table IV).
The impact toughness results of the
basic flux cored wire are compared with
the rutile wire results and are shown in
Figure 4. The impact transition curves
exhibited a smooth drop in the toughness properties with decreasing the test
temperature for both weld metal and
fusion line. Although both welds exhibited the same value (50 J) for the weld
metal at -60 °C, in general the impact
toughness results of the weld with the
basic flux cored wire were similar to the
rutile wire welds despite the lower weld
References
[1]
[2]
[3]
[4]
[5]
[6]
[7]
[8]
[9]
Widgery D.J. (2002): «Welding high strength pipelines: beyond X80», 4th
International Pipeline Conference, 20th September-3rd October 2002,
Calgary, Canada, IPC01-27156.
Widgery D.J. (2002): «Welding high strength pipelines: theory, practice and
learning», Pipeline Construction Technology, Proceedings, International
Conference, 4th-5th March 2002, Wollongong, Australia, paper 11.
Hudson M. (2004): «Welding of X100 pipeline», PhD thesis, Cranfield University, Cranfield (UK).
Hudson M. (2007): «Tie-in mechanized FCAW», (personal communication).
BS EN 10002-1:2001: «Tensile testing of metallic materials - Part 1: Methods
of test at ambient temperature».
BS 4515-1:2000: «Specification for welding of steel pipelines on land and
offshore - Part 1: Carbon and carbon manganese steel pipelines».
BS 7448: «Fracture mechanics toughness tests - Part 1 (1991)*: Method for
determination of KIc, critical CTOD and critical J values of metallic materials, and Part 2 (1997): Method for determination of KIc, critical CTOD and
critical J values of welds in metallic materials». * Part 1 now partly superseded by BS EN 12737.
API 1104 (1999): «Welding of pipelines and related facilities», 19th Edition,
September 1999, publ. American Petroleum Institute.
Widgery D.J., Karlsson L., Murugananth M. and Keehan E. (2002):
«Approaches to the development of high strength weld metal», High Strength
Steel 2nd International Symposium, 23rd-24th April 2002, Stilkestad, Verdal,
Norway, paper 1.1.
metal oxygen level (490 ppm; Table V)
of the basic wire weld metal compared
to the 629 ppm [3] for the rutile weld
metal. CTOD weld metal values were
typically 0.10 mm and all classified
as δm.
5. Conclusions
The current work showed that it is possible to use basic flux cored wires in vertical down welding, that pulsed welding
can be used to achieve acceptable metal
transfer conditions, and that weld metal
yield strength (Rp0.2 = 966 MPa) can be
achieved with basic flux cored wires.
T h i s w o r k w a s b a s e d on a l i m i t e d
number of consumables, but these initial
results are very promising considering
that basic flux cored welding for 5G
X100 pipelines has not previously been
developed.
Harry (Theocharis) LIRATZIS, is certified European and International
Welding Engineer. He obtained his first degree in Mechanical Engineering
from the University of Naples (Italy) Federico II and also obtained a PhD
from Cranfield University (UK) for research on “Tandem Gas Metal Arc
Pipeline Welding”. He has been involved in welding engineering for over 15
years. He has worked in the power plant industry, gas plants, etc. as senior
welding engineer and responsible of the quality control group. His current
interests include high productivity pipe welding, modelling of Tandem Gas
Metal Arc Welding, welding of creep resistant and martensitic steels.
David YAPP, has been involved in welding research for over 30 years. He was
responsible for developing systems for automated weld repairs to UK power
plant, was manager of Arc Welding and Automation at the Edison Welding
Institute, USA, and is now a Senior Lecturer in the Welding Engineering
Research Centre, Cranfield University, UK. His current interests include high
productivity pipe welding, sensors for automated welding, and the
relationship between the structure and properties for pipeline welds.
LA PERFEZIONE PER
R CUL
CULTURA
LTURA
T
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RADIOGRAFIA DIGITALE
FILMS
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International Institute of Welding
D ev e l o p m e n t o f
stainless steel welding
w i r e fo r g a l v a n i ze d
s t e e l s h e e t s ( °)
S. Kodama
Y. Ishida
K. Asai
M. Mizumoto
T. Namekata
H. Nagasaki
*
*
**
***
***
***
Summary
1. Introduction
Galvanized steel sheets are widely used
in buildings and automobiles in order to
extend their lives. A highly corrosionresistant galvanized sheet plated with
Zn-Al-Mg-Si alloy [1] has been recently
developed and increasingly applied to
not only houses and automobiles, but
also other structures.
When galvanized steel sheets are welded
with carbon steel welding materials, the
corrosion resistance of galvanized steel
welds is significantly degraded because
zinc in the welded zone vaporizes.
Therefore, repair coating by brushing or
spraying has to be carried out after
welding. This repair work impairs productivity. Further, corrosion resistance
may be degraded if the rust-preventive
(°) Doc. IIW-1956-08 (ex-doc. XII-1939r1-08),
recommended for publication by Commission
XII “Arc Welding Processes and Production
Systems”.
*
Nippon Steel Corporation - Chiba (Japan).
** Nippon Steel Corporation - Tokyo (Japan).
*** Nippon Steel & Sumikin Welding Co. Ltd.
Chiba (Japan).
Galvanized steel sheets are widely-used in the construction and
automobile industries to provide structural members with high
corrosion resistance.When galvanized sheets are welded, zinc near a
weld molten pool evaporates. As a result, the corrosion resistance is
deteriorated and repair coating treatment is required after welding.
The use of austenitic stainless steel welding materials with suitable
ductility and high corrosion resistance appears to be beneficial.
However, the conventional welding materials have such problems that
zinc liquation cracking is likely to occur in the weld metal, a lot of
welding spatter is generated and solidified slag is difficult to remove
from the weld bead.To solve these problems, an austenitic stainless
steel flux-cored wire was developed. Susceptibility to zinc liquation
cracking was improved by increasing the ferrite content in the weld
metal through the adjustment of Ni and Cr contents.The problems of
the removal of solidified slag and the generation of welding spatter
were solved by reducing the TiO2 content in flux to a level lower than
that for a commercial wire.Thus, the weld appearance was improved,
making repair coating treatment after welding unnecessary.The joints
welded by the newly-developed welding material exhibited suitable
mechanical properties and satisfactory corrosion resistance evaluated
by salt spray testing.
KEYWORDS: Arc welding; cracking; defects; FCA welding; galvanized
steels; hot cracking; liquation cracking; stainless steels; steels;
weldability; zinc.
S. Kodama et al. - Development of stainless steel welding wire for galvanized steel sheets
coating peels off in the early stage in
service. It is thus desirable to develop a
technology which satisfactorily secures
t h e c o r r o s io n r e s is ta nc e of we l ds,
without the need for repair coating treatment after welding. When welding galvanized sheets, zinc vapour generated
during welding disturbs the droplet
transfer, resulting in the generation of a
lot of spatter and the formation of poor
bead shapes. It is also desirable to
improve the appearance of the welded
zone of galvanized steel sheets.
The application of stainless steel
welding materials is one of the measures
for improving the corrosion resistance of
welded zones. Toughness and elongation
are preferable in the welds of houses and
automobiles. In this respect, the use of
austenitic stainless steel welding materials is preferred to ferritic stainless steel
ones. However, the former is more susceptible to zinc liquation cracking
during welding than the latter [2-4]. Zinc
plating is partly melted and molten zinc
is likely to penetrate into grain boundaries in the weld metal and the heataffected zone (HAZ) at high temperatures after welding. This is the cause of
liquation cracking. Bruscato [5] reported
the liquation cracking in fillet welds
when welding a hot-dip galvanized steel
sheet and a 304-type stainless steel sheet
using a 309-type stainless steel welding
material. He stated that zinc plating has
to be ground off before welding to avoid
liquation cracking.
The objective of the present study is to
de ve l op aus tenitic s tainles s s teel
welding materials less susceptible to
zinc liquation cracking and capable of
generating less spatter, as well as able to
form preferable bead shapes for the
welding of galvanized steel sheets.
In the present study, flux-cored arc
welding (FCAW) wires of 1.2 mm diameter were used because the chemical
composition of weld metals can easily
be changed, unlike for solid wires.
FCAW was conducted using CO2 shielding gas and a welding power source of
an inverter direct current, constant
voltage, type.
2. Welding material less
susceptible to zinc liquation
cracking
2.1 Preliminary tests with commercial
welding materials
Table 1 shows FCAW wires used in the
preliminary tests. They are 308L, 309L
and 309Mo type stainless steel and
carbon steel. The Creq, Nieq and ferrite
contents in Table 1 are obtained from the
all-weld-metal composition of the
FCAW wires using Schaeffler phase
diagram. The base metal steel sheet was
a 3 mm-thick, hot-dip galvanized sheet
a)
a) Cracks near toe of bead-on-plate
welding
of a Japan Industrial Standard grade
G3302 type, with a zinc coating amount
of 275 g/m 2. FCAW welding was conducted in a flat-position bead-on-plate
manner. The welding conditions were
130 A, 24 V and 5 mm/s of welding
speed. The base metal dilution rate was
approximately 40%.
Figure 1 shows zinc liquation cracks in
the weld of 309L type FCAW wire.
The cracks were examined by grinding
the top surface of the weld bead and
etching the ground surface with aqua
regia.
The cracks are initiated from the weld
toe and they extend into the weld metal
transversely to the welding direction, as
shown in Figure 1 a). The electron probe
X-ray analysis revealed, as shown in
Figure 1 b), that zinc enters along the
crack. Figure 1 c) shows that zinc still
remains near the weld toe in the heataffected-zone (HAZ) of the base metal.
It is considered that some zinc evaporates, the remaining zinc melts at the
HAZ and molten zinc mostly enters the
weld metal.
Since satisfactory reproducibility of the
liquation cracking occurrence was recognized in the bead-on-plate cracking
tests, the present study considered this
testing as a standard method for examining zinc liquation cracking. Figure 2
shows the test result of the liquation
cracking occurrence of different welding
b)
c)
b) Zinc penetrated along
cracks
c) Zinc remaining at
the heat-affected-zone
Welding material: 309L. - Welding conditions: 130 A-24 V-5 mm/s.
Figure 1 - Zinc liquation cracks in the weld metal.
Table 1 - All-weld-metal compositions of FCAW wires for preliminary tests.
JIS
Z 3323 TS308L
Z 3323 TS309L
Z 3323 TS309MoL
Z 3313 YFW-C50DR
Chemical composition (wt.%)
Cr
20
24
24
0
Ni
10
11
12
0
Others
Mo : 2
-
From Schaeffler diagram
Creq
20.8
24.6
27.3
-
Nieq
11.7
12.9
13.1
-
Ferrite content (%)
9
16
27
-
Number of cracks per 100 mm
weld metal length
Welding wire
15
Penetration test of welded bead
12
FCAW A
10
5
5
FCAW B
2
0
0
308L
309L
309MoL
C54DR
FCAW C
Figure 2 - Number of zinc liquation cracks in
the weld metal.
materials, where the cracking occurrence was evaluated by the number of
cracks per unit length of the weld metal.
No cracks are found in the carbon steel
FCAW welds, while cracks are observed
in every stainless steel weld. It is also
found that the number of cracks tends to
decrease with an increase in the Cr
content. This fact suggests that zinc
liquation cracking is related to the Cr
content in the weld metal.
FCAW D
2.2 Effect of
the chemical
composition of
the weld metal
In order to investigate the effect of the
Cr content on zinc liquation cracking
quantitatively, four FCAW materials as
shown in Table 2 were experimentally
produced, so that the ferrite content
increases in order from A to D. As the
base material, 3.2 mm-thick, highly cor-
Figure 3 - Penetration test result of
bead-on-plate welded beads.
rosion-resistant, galvanized steel sheets,
plated with Zn-11%Al-3%Mg-0.2%Si
[1] of zinc coating amount of 283 g/m2,
were used. The bead-on-plate testing
used in the preliminary tests was conducted under the condition of 130 A,
Table 2 - All-weld-metal compositions in experimental FCAW wire.
Chemical composition (wt.%)
Welding wire
C
Si
Mn
P
S
Cr
Ni
Ferrite content (%)
FCAW A
0.02
0.32
1.25
0.02
0.004
24
12
16
FCAW B
0.02
0.32
1.25
0.02
0.004
24
8.7
35
FCAW C
0.02
0.32
1.25
0.02
0.004
27
8.6
65
FCAW D
0.02
0.32
1.25
0.02
0.004
29
8.6
80
FCAW A
FCAW B
FCAW C
FCAW D
Figure 4 - Propagation of zinc liquation cracks into the weld metal.
FCAW A
FCAW C
Figure 5 - Microstructures of tested weld metals.
2 4 V a n d 5 mm/s . The oc c urre nc e
of liquation cracking was investigated
by the penetration test, as shown in
Figure 3. In the weld metal made with
the FCAW wire A equivalent to the 309L
type, large transverse cracks were found.
In the FCAW wire B, in which the Ni
content was decreased from the FCAW
wire A, small cracks were found. In the
FCAW wires C and D, with a further
increased Cr content, no cracks were
detected.
In order to examine the cause of zinc
liquation cracking, microstructures of
the weld metals were examined on the
aqua regia-etched surfaces. Figure 4
shows the result of metallurgical observations. Cracks were observed in FCAW
welds A and B, while no crack was
detected in FCAW welds C and D. It was
further observed in the FCAW A and B
welds that microscopic grain boundary
c r a c k s e x i s t b e s i d e t h e m a i n l a rg e
cracks. The scanning electron microscopic observation was conducted on the
surfaces of the large cracks. But primary
surfaces of the cracks could not be
observed because alloying of zinc and
steel was developed on the crack surfaces.
Figure 5 shows the microstructures of
the FCAW welds A and C. The weld A is
composed mainly of an austenite phase
in which vermicular ferrite and lacy
ferrite scatter. The weld C is composed
of a dual structure of acicular ferrite and
austenite phases. The solidification
mode of the weld A is of an FA type,
where the weld metal solidifies first in
the ferrite phase and then the austenite
phase is formed during solidification.
The ferrite phase becomes vermicular
ferrite or lacy ferrite during cooling. The
weld C solidifies completely in the
single ferrite phase (F-solidification
mode) and then austenite phases are
transformed from the ferrite phase
during cooling. The microstructure of
the weld D was similar to that of the
weld C. Zinc liquation cracking is also
well-known in welded structures of
carbon steel and low-alloy steel. To raise
corrosion resistance, welded structural
members are hot-dipped in a liquid zinc
bath to provide the members with zinc
coating.
Zinc liquation cracking is likely to occur
in the heat-affected-zone (HAZ) of base
steel during hot-dipping. Hardenable
alloy elements are in general added to
steel, in order to increase the steel
strength. At the phase transformation
during cooling after welding highstrength steel, the nucleation of grain
boundary ferrite is prevented along prior
austenite grain boundaries in the HAZ
because of its high hardenability. Prior
austenite grain boundaries become
straight and sharp in high-strength steel
HAZ and thus, the penetration of molten
zinc to the prior austenite grain boundaries is facilitated. High-strength steel is
highly susceptible to zinc liquation
cracking [6]. On the other hand, grain
boundaries are dull in the HAZ of lowst re ngt h steel, w hich has a tens ile
strength lower than 490 MPa because
grain boundary ferrite is nucleated along
prior austenite grain boundaries. This
results in low susceptibility to liquation
cracking.
This shape effect of the grain boundary
on the occurrence of zinc liquation
cracking is considered to be applicable
to stainless steel weld metal. Austenite
grain boundaries formed during solidification remain unchanged during cooling
phase transformation in the FCAW
welds A and B, resulting in high susceptibility to liquation cracking. Meanwhile, sharp grain boundaries seem to
exist in the FCAW weld C to a lesser
extent than in the weld A, because the
micros tructure of w eld C con si st s
mostly of fine-grained acicular ferrite.
This is therefore considered to be the
reason for the low susceptibility to
liquation cracking results in the welds C
and D.
Galvanized steel sheets are generally
made from carbon-manganese steel with
a tensile strength ranging from 400 to
490 MPa. The stainless steel weld metal
of actual welds is diluted by carbonmanganese base metal and the Cr and Ni
content decreas es . In the case o f a
309MoL type, stainless steel, FCAW
weld, its all-weld-metal which is not
diluted by base metal exhibited F-mode
solidification. However, the Cr and Ni
content decreases in the welds in actual
joints and the solidification mode
changes from F -s olidificati o n t o
FA-solidification, resulting in the deterioration of liquation cracking resistance.
The use of welding materials of high
ferrite content considering the base
metal dilution is important to avoid zinc
liquation cracking.
3. Improvement of weld
appearance
There is no difficulty in the welding
operation when a non-plated steel sheet
is welded with a FCAW wire of a rutile
type. In the welding of galvanized steel
sheets, however, significant problems
Table 3 - Composition of flux and weld metal used in experiments for bead appearance.
Composition of flux (wt.%)
Composition of all-weld-metal (wt.%)
Welding wire
TiO2
SiO2
FCW E
6.5
0.5
FCW F
4.5
2.5
C
Si
Mn
P
S
Cr
Ni
0.02
0.32
1.25
0.02
0
27
8.6
arise. One is the adhesion of solidified
slag to welds caused by molten zinc.
The other is the generation of spatter
caused by arc disturbance due to zinc
vapour. It is important to obtain the
preferable weld appearance without
spatter on the welded zone and solidified
slag adhesion to weld beads, since one
of the objectives of the present study is
to develop FCAW material which would
make repair coating work unnecessary
after the welding of galvanized steel
sheets.
Two FCAW wires E and F shown in
Table 3 were prepared. Their alloy
compositions were compounded to
the most appropriate level that is the
same as that of the high ferrite FCAW
wire C. The cored flux was of a rutile
type mainly consisting of TiO2 and SiO2.
The flux composition of FCAW wire E
i s n o t d i ff e r e n t f r o m t h a t o f t h e
c o m m e r c i a l r u t i l e F C AW w i r e f o r
all-position welding, which contains
6.5% TiO2 (rutile) in its flux. As much as
6.5% of TiO 2 is necessary to hold a
molten pool in overhead position by
increasing viscosity of molten slag. For
the FCAW wire F, the TiO2 content was
lowered to 4.5%, in order to reduce viscosity of molten slag.
The all-position welding may not be satisfactorily conducted with this wire in
the higher current welding condition.
However, this wire is considered to be
Welding wire
applicable to galvanized steel sheets
which are generally flat-positionwelded with lower welding current.
The weld appearance tests by the FCAW
wires E and F were also conducted in the
flat position, bead-on-plate manner,
using 3.2 mm-thick, hot-dip galvanized
steel sheets.
3.1 Slag adhesion
Figure 6 shows the appearance of the
beads made by FCAW wires E and F
under the welding conditions of 180 A,
26 V and 8.3 mm/s. The bead shape of
FCAW weld E is obviously uneven.
It was difficult to remove solidified slag
from the weld metal and the solidified
slag remained adhered to the weld toe.
The bead surface was temper-coloured.
In the weld by FCAW wire F, the solidified slag could be removed without difficulty and the bead shape was smooth
and the ripple interval was regular.
The colour of the bead surface was
bright.
This difference in the weld appearance is
considered to be due to the change in the
viscosity and melting point of molten
slag, caused by the adjustment of the
TiO2 content. Figure 7 is an illustration
of a possible explanation for the formation of a weld bead, although the precise
physical properties of the viscosity and
melting point of molten slag are not
known. Because of its high viscosity, the
Bead appearance
shape of the molten slag of FCAW weld
E is not smooth and consequently, the
weld metal solidifies in an uneven
shape. A gap is formed between the
solidified slag and solidified weld metal
during cooling after welding. Then,
molten zinc on the HAZ enters the gap,
making the solidified slag adhere to the
weld bead. As the molten slag of the
weld of FCAW wire F possesses high
fluidity, its shape becomes smooth and
no gap is formed between the molten
slag and solidified weld metal, preventing the entry of molten zinc.
The tone of temper-colour makes it possible to estimate the temperatures at
which the weld metal comes into contact
with the atmosphere. It is reported [7]
that the temper-colour becomes brownish-yellow, due to oxidation at temperatures lower than 523 K (250 °C), bluishpurple at over 673 K (400 °C) and grey
at over 773 K (500 °C). Because the
temper-colour of the FCAW E weld was
purple or grey, it is considered that a
gap between the weld metal and the
solidified slag was formed at over 673 K
(400 °C) and the molten zinc entered
into the gap at that high temperature.
3.2 Welding spatter
In the welding of galvanized steel
sheets, zinc vapour, caused by welding
heat, blows upward from the surrounding area of the molten pool and makes
FCAW E
FCAW E
FCAW F
Figure 6 - Appearance of weld beads made by
FCAW wire with different TiO2 content.
FCAW F
Solidified slag
FCAW E
FCAW F
Molten zinc
Weld metal
Base metal
Figure 7 - Schematic illustrations explaining
the formation of weld beads.
Figure 8 - Observation of droplet transfer.
Developed stainless steel
flux-cored wire (FCAW F)
Carbon steel welding wire
removed by wire blushing. Thus, glossy
surfaces appeared in the FCAW weld
bead, also shown in Figure 9.
As-welded
4. Performance of welded joints
by developed FCAW wire
After wire
brushing
Figure 9 - Appearance of weld zones with carbon steel welding wire and developed stainless steel
FCAW wire.
the droplet transfer unstable. In particular, FCAW welding is more likely to be
influenced by zinc vapour than the other
welding processes because the short-circuiting transfer does not occur, but the
globular transfer is maintained in the
reduced current welding condition [8].
Fo r b o th F C AW w ire s E a nd F, t he
observed amount of spatter increased in
the welding of galvanized sheets as
compared with non-plated sheets. It was
observed that the size of spatter was
larger in welding with the FCAW wire E
than with the wire F. To find the reason
for this difference, the droplet transfer
behaviour was investigated using a highspeed camera.
The observation results are shown in
Figure 8. The welding conditions were
130 A, 24 V and 5 mm/s. When welding
with FCAW wire E, the arc atmosphere
is disturbed and droplets fluctuate, due
to the evaporation of plating components including zinc. As a result, a large
size of spatter scattered in the surround-
ing area of the weld pool. When welding
by FCAW F with reduced TiO2, a core of
cored flux remains at the tip of the
FCAW wire and droplets at the wire tip
tend not to move until they transfer into
the molten pool. This resulted in less
generation of spatter in FCAW wire F.
The surviving core of cored flux is considered to contribute to the reduction of
scattering spatter.
The weld appearance of the FCAW F
weld was compared with that of the weld
by conventional carbon steel solid wires.
The results are shown in Figure 9. After
welding, some spatter is observed on the
galvanized steel sheet near the welds of
both the FCAW wire F and solid wire.
However, after wire brushing the spatter
on the galvanized plate welded with the
FCAW wire is mostly removed, while a
lot of spatter remains on the carbon steel
solid wire weld, as shown in Figure 9.
The oxide film formed on the weld bead
by the FCAW wire was thinner than that
by the solid wire and could be easily
An austenitic stainless steel FCAW
material for galvanized steel sheets, less
susceptible to zinc liquation cracking,
was developed. This was achieved by
increasing the ferrite content and it is
capable of producing preferable weld
appearances by reducing TiO 2 in flux.
Table 4 shows the chemical compositions and mechanical properties of the
all-weld-metal of the developed FCAW
wire. High elongation in the tensile tests
indicates that satisfactory ductility is
provided with the developed material.
In order to evaluate the performances of
welded joints with the developed FCAW
wire, mechanical tests and corrosion
resistance tests were conducted on buttjoints and fillet joints, respectively. The
tested sheets were of a plain carbon steel
grade with a 400 MPa tensile strength
and their chemical composition was
0.03%C - 0.015%S i - 0.54%Mn 0.014%P - 0.005%S. The plating composition was Zn - 11%Al - 3%Mg 0.2%Si, with a zinc coating amount of
198 g/m2 [1]. Table 5 shows the mechanical properties of the butt joints welded
with the developed material, demonstrating high ductility and preferable
toughness of welded joints made by the
FCAW wire developed in this study.
Table 4 - Chemical composition and mechanical properties of the all-weld-metal of developed FCAW wire.
Chemical composition of deposited metal (wt.%)
C
Si
Mn
P
S
Ni
Cr
Creq
Nieq
Ferrite
content
(%)
0.03
0.7
1.06
0.02
0.07
9.6
27
28.1
11
55
Tensile test
0.2%
proof
strength
Tensile
strength
MPa
MPa
%
614
726
24.7
Elongation
Table 5 - Mechanical properties of butt-weld joints (Groove configuration: bevel angle 10°, root gap 4 mm).
Tensile test
Plate thickness
(mm)
Welding conditions
3.2
Charpy test
Tensile strength
(MPa)
Fracture position
Specimen size
vE 0 °C
(J/cm2)
170 A-25 V-6.7 mm/s
469
Base metal
2.5 mm sub-size
12
5.4
180 A-26 V-6.7 mm/s-2 pass
422
Base metal
5 mm sub-size
19
8.2
200 A-30 V-6.7 mm/s-3 pass
451
Base metal
5 mm sub-size
20
Test time
Developed stainless
steel FCAWwire
Carbon steel FCAW wire
Without repair coating
With repair coating
Without repair coating
1 000 h
5. Conclusions
The flux-cored arc welding wire of an
austenitic stainless steel type was developed to provide welds of galvanized
steel sheets with improved corrosion
resistance, under the condition of no
repair coating treatment. The findings in
this study of the development of new
welding materials are as follows:
1) Susceptibility to zinc liquation cracking in the weld metal was satisfactorily reduced by increasing the ferrite
content in the weld metal, so that it
could solidify in an F-solidification
mode.
2) Long, distinct grain boundaries were
observed to a lesser extent in the
microstructure of the F-mode solidi-
Figure 10 - Salt spray test results of weld joints.
Deck plate
Steel rack for factory
Frame member of carport
Figure 11 - Applications of developed FCAW.
To examine the corrosion resistance of
welded joints, salt spray tests were conducted. Figure 10 shows the test results.
The joint welded with carbon steel
FCAW wire is significantly corroded
when repair coating is not conducted after
welding. Meanwhile, the joint with the
developed austenitic stainless FCAW
wire exhibits more satisfactory corrosion
resistance, even without repair coating
treatment, than that welded with the
carbon steel FCAW wire with repair
coating treatment. Figure 11 shows some
examples of the highly corrosion-resistant structural members that were realized
by welding highly corrosion-resistant,
hot-dipped galvanized sheets [2] with the
newly-developed, austenitic stainless,
FCAW wires. They are a deck plate, a
steel rack for factories and a frame
member for carports, which have been
successfully used in severe conditions.
References
[1]
[2]
[3]
[4]
[5]
[6]
[7]
[8]
Morimoto Y.: «Excellent Corrosion-resistant Zn-Al-Mg-Si Alloy Hot-dip
Galvanized Steel Sheet», Nippon Steel Technical Report, January 2003,
no. 87, pp. 24-26.
Elliott D.: «Zinc embrittlement of stainless steel - The problem in perspective», Process Engineering, July 1976, vol. 7, pp. 67-71.
Cottrell A.H.: «Technical Lesson of Flixborough. A metallurgical examination of eight-inch line», The Chemical Engineer, April 1976, pp. 266-274.
Sadish S.: «Stress cracking of stainless steel and high alloy by molten zinc at
high temperature», Material Performance, 1981, vol. 20, no. 7, pp. 16-21.
Bruscato R.M.: «Liquid metal embrittlement of austenitic stainless steel
when welded to galvanized steel», Welding Journal, 1992, vol. 71, no. 12,
pp. 455.s-459.s.
Takeda T.: «Zinc crack and 60 kilo high tensile steel for transmission line
tower», Metal Science & Technology, 1999, vol. 69, no. 3, pp. 229-237
(in Japanese).
Fujii S.: «Temper color of low carbon steel», ISIJ Conference, 1971, no. 81,
Proceeding report S133 (in Japanese).
«Classification of metal transfer on arc electric welding processes», Doc.
IIW-535-77 (ex doc. XII-636-76), Welding in the World, 1977, vol. 15,
no. 5/6, pp. 113-118.
fied weld metal, consisting of acicular ferrite and solid-state, transformed
austenite, than in that of the FA-mode
solidified weld metal. It is considered
that liquid zinc is less likely to enter
into less distinct grain boundaries.
3) TiO2 content was decreased in flux in
the developed flux-cored wires from
6.5% to 4.5%. As a result, the bead
appearance became smooth, solidified flux was easily removed and less
spatter was generated. This improvement of the bead appearance made
repair coating treatment after welding
unnecessary.
4) The joints welded with the developed
welding wire exhibited satisfactory
elongation, preferable toughness and
the high corrosion resistance evaluated by salt spray testing.
Sommario
Sviluppo dei fili in acciaio inossidabile per la saldatura di lamiere in
acciaio zincato
Le lamiere in acciaio zincato sono ampiamente utilizzate nelle costruzioni e
nell’industria automobilistica per fornire elementi strutturali con elevata
resistenza alla corrosione. Quando le lamiere zincate vengono saldate, lo zinco
vicino al bagno di fusione evapora. Come conseguenza, la resistenza alla
corrosione viene compromessa e si rende necessario un trattamento di
riparazione del rivestimento dopo la saldatura. L’uso di materiali di saldatura in
acciaio inossidabile austenitico con una duttilità adeguata ed alta resistenza alla
corrosione sembra essere vantaggioso.Tuttavia, i materiali di saldatura
tradizionali hanno problemi tali che è probabile che si verifichino cricche di
liquazione da zinco nel metallo fuso, vengono prodotti molti spruzzi di
saldatura e la scoria è difficile da rimuovere dal cordone di saldatura.
Per risolvere questi problemi è stato sviluppato un filo animato in acciaio
inossidabile austenitico. La suscettibilità alla criccabilità di liquazione da zinco è
stata migliorata aumentando il contenuto di ferrite nel metallo fuso mediante
un bilanciamento dei contenuti di Ni e Cr. I problemi della rimozione della
scoria e della produzione di spruzzi sono stati risolti riducendo il contenuto di
TiO2 nel flusso ad un livello inferiore a quello di un filo commerciale. Quindi,
l’aspetto della saldatura è stato migliorato, rendendo non più necessario il
trattamento di riparazione del rivestimento dopo saldatura. I giunti saldati con
il materiale di apporto di recente sviluppo hanno mostrato adeguate proprietà
meccaniche e soddisfacente resistenza alla corrosione valutate mediante la
prova in nebbia salina.
Pubblicazioni IIS
Controllo ultrasonoro
Questo nuovo testo sul metodo di controllo ultrasonoro
può essere considerato un riferimento essenziale, non solo
per coloro che si interfacciano con le problematiche di
controllo non distruttivo industriale ma anche per gli studenti
universitari di ingegneria meccanica, fisica, scienza dei
materiali e metallurgia.
Attualmente il metodo di controllo ultrasonoro è uno dei
più utilizzati in molti settori industriali strategici, quali
l’aeronautico, il nucleare, l’industria chimica e petrolchimica, la
costruzione di oleodotti e gasdotti, le costruzioni off-shore
e, più in generale, nelle grandi costruzioni di carpenteria e
caldareria.
Indice
1.
2.
3.
4.
5.
6.
7.
8.
9.
10.
11.
12.
13.
14.
15.
16.
Divisione PRN
Maura Rodella
16141 GENOVA
Tel. 010 8341385
Fax 010 8367780
www.iis.it
Principi fisici
Trasduttori e generazione delle onde ultrasonore
Analisi del fascio ultrasonoro
Apparecchiature
Blocchi campione di riferimento e di calibrazione
Taratura della sensibilità
Dimensionamento delle indicazioni rilevate nel controllo
ultrasonoro con il metodo D.G.S
Tecniche speciali
Controllo di lamiere
Controllo di prodotti siderurgici - laminati a sezione tonda
Controllo delle saldature
Controllo di getti - controllo ultrasonoro di fusioni in acciaio
basso-legato con spessore 100 ÷ 400 mm
Controllo di giunti in materiale austenitico e controllo di riporti
placcati
Determinazione della percentuale e del grado di sferoidizzazione
in fusioni di ghisa sferoidale
Misure di spessori - procedure operative
Controllo di materiali termoplastici
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IIS Didattica
La saldabilità di tantalio,
niobio e loro leghe *
1 - Il tantalio e le sue leghe
1.1 Il tantalio puro
Il tantalio presenta - come tutti i refrattari (Tab. I) - un’elevata temperatura di
fusione ed una densità più che doppia
rispetto a quella di un acciaio ferritico.
La sua microstruttura cristallina è cubica
a corpo centrato, stabile sino alla temperatura di fusione, senza trasformazioni
allo stato solido; a differenza della
maggior parte dei metalli cubici a corpo
centrato, il tantalio mantiene una buona
duttilità anche a bassa temperatura,
senza transizione duttile - fragile.
La resistenza alla corrosione di questo
metallo è eccellente nei confronti di
numerosi acidi, cloruri, solfuri ed altre
sostanze chimiche: per questa ragione,
esso è impiegato diffusamente nell’industria chimica; tuttavia, si ossida rapidamente in aria a temperature di circa
300 °C mentre al di sopra di 150 °C circa
risulta attaccabile dall’acido fluoridrico,
fosforico e solforico, oltre che da fluoro
e cloro; tali elementi hanno (come lo
stesso ossigeno) la capacità di entrare in
soluzione interstiziale nella matrice
aumentandone la resistenza meccanica
ma diminuendone la duttilità.
Allo stato ricotto, il tantalio presenta una
resistenza meccanica variabile da 200 a
345 MPa ed un carico di snervamento
compreso tra 165 e 220 MPa in funzione
*
del grado di purezza; l’allungamento
a rottura è a sua volta variabile tra il 20
ed il 30% (con riferimento a tratti calibrati di 2” di lunghezza). La resilienza
a -196 °C è superiore a 270 J.
Semilavorati in tantalio sono fabbricati
con processi di metallurgia delle polveri
(sinterizzazione), per fusione sotto vuoto
ad arco elettrico o con fascio elettronico:
al riguardo, la saldabilità di semilavorati
ottenuti mediante tecnologia delle
polveri non è raccomandabile a causa
degli elevati livelli di porosità.
1.2 Le leghe di tantalio
Le leghe di tantalio sono ottenute
mediante indurimento per precipitazione, per soluzione o loro combinazioni: in particolare, tra i principali
metalli refrattari (molibdeno, tungsteno,
niobio e tantalio) esiste una significativa, reciproca solubilità (Fig. 1); il
vanadio è inoltre solubile nei quattro
suddetti metalli, e viceversa, mentre zirconio ed afnio sono a loro volta solubili
nel tantalio in percentuali significative.
Il tungsteno ed il molibdeno hanno la
maggiore capacità di indurimento della
matrice; lo zirconio, il titanio e l’afnio
aumentano la resistenza della matrice
cristallina grazie alla precipitazione di
carburi micro dispersi, ossidi e nitruri.
La presenza di elementi di lega sostituzionali tende invece a favorire il fenomeno della transizione della tenacità nei
giunti saldati, aumentandone la temperatura caratteristica, come pure alcuni elementi interstiziali, i cui effetti possono
tuttavia essere neutralizzati con l’aggiunta di elementi di lega che formino
carburi, ossidi e nitruri stabili. Alcuni
esempi di leghe di tantalio sono riportati
nella Tabella II, mentre nelle successive
Tabelle III e IV sono riportate rispettiva-
TABELLA I - Principali caratteristiche chimico - fisiche del tantalio.
Densità [kg/l]
16.6
Microstruttura (@ 20 °C)
T fusione [°C]
Conduttività termica [W/m K] @ 20 °C
Dilatazione lineare [mm/m K] @ 20 °C
Numero atomico
CCC
3017
50.4
6.5
73
TABELLA II - Esempi di denominazioni commerciali di leghe di tantalio.
Denominazione
Composizione chimica nominale [%]
KBI-10
Ta-10W
FS-63
T-111
T-222
Astar 811C
97.5 Ta - 2.5 W
90 Ta - 10 W
97.4 Ta - 2.5 W - 0.15 Nb
90 Ta - 8 W - 2 Hf
87.5 Ta - 10 W - 2.5 Hf - 0.01 C
90.3 Ta - 8 W - 1 Re - 0.7 Hf - 0.025 C
Redazione a cura della Divisione FOR - Formazione e insegnamento dell’Istituto Italiano della Saldatura - Genova.
Atomic Percent Tantalum
Atomic Percent Tantalum
L
Temperature °C
Temperature °C
L
Nb
Weight Percent Tantalum
Ta
V
Weight Percent Tantalum
Ta
Figura 1 - Diagrammi all’equilibrio, sistemi Ta–Nb e Ta–V.
mente le composizioni chimiche e le
principali caratteristiche meccaniche
delle leghe di tantalio secondo ASTM B
708.
1.3 Resistenza alla corrosione del
tantalio e delle sue leghe
Il tantalio è stato sperimentato in relazione alla propria resistenza alla corrosione nei confronti di oltre 2000
sostanze ed è risultato corroso in misura
variabile solo da circa 40 di esse. In particolare, la sua eccellente resistenza in
questo ambito è dovuta alla formazione
di una patina superficiale di pentossido
di tantalio (Ta2O5), che si forma spontaneamente per contatto con l’atmosfera,
anche a temperatura ambiente, e conferisce una resistenza alla corrosione confrontabile con quella del vetro, dell’oro
o del platino, restando nell’ambito dei
metalli puri.
Infatti, le sostanze in grado di corrodere
il tantalio sono di fatto quelle che ne
rendono instabile il pentossido superficiale, come ad esempio alcali forti,
vapori di acido solforico contenenti SO3
oppure SO 2 liberi, fluoro, acido fluoridrico e soluzioni contenenti fluoro in
tenori superiori a 20 ppm.
Nel caso di applicazione in presenza di
acido solforico forte, tipicamente per
tubi appartenenti a scambiatori di calore
a fascio tubiero, è usata diffusamente la
lega Ta2.5W (UNS R05252), che consente tra l’altro un incremento della resistenza meccanica pari a circa il 25%,
con modesti incrementi di peso.
È inoltre significativa la resistenza alla
corrosione del tantalio nei confronti di
TABELLA III - Analisi chimiche delle leghe di tantalio (ASTM B 708).
Sintered
R05200
Unalloyed
Unalloyed
Element
Tantalum
Tantalum
R05400
C
O
N
H
Nb
Fe
Ti
W
Mo
Si
Ni
Ta
0.010
0.015
0.010
0.0015
0.100
0.010
0.010
0.05
0.020
0.005
0.010
Rem.
0.010
0.03
0.010
0.0015
0.100
0.010
0.010
0.05
0.020
0.005
0.010
Rem.
metalli liquidi, proprietà che lo rende di
interessante impiego per la realizzazione
di stampi e crogioli; ad esempio, il tantalio è uno dei pochi elementi resistenti
alla corrosione causata da plutonio
liquido (Tab. V). Va considerato tuttavia,
al riguardo, che il tenore di ossigeno in
soluzione nei metalli liquidi deve essere
mantenuto al di sotto di 50 ppm per
evitare reazioni con il tantalio e prevenire fenomeni di infragilimento dello
stesso. Per queste sue proprietà, il tantalio puro e talune sue leghe sono utilizzati
a livello industriale per la fabbricazione
di scambiatori di calore a fascio tubiero
(Fig. 2) e di altre tipologie, di condensatori, come liner interno di apparecchiature di varia tipologia (Fig. 3).
Va considerato, tuttavia, che la fabbricazione di componenti di grandi dimen-
90% Ta
10% W
R05255
97.5% Ta
2.5% W
R05252
60% Ta
40% Nb
R05240
0.010
0.015
0.010
0.0015
0.100
0.010
0.010
9.0-11.0
0.020
0.005
0.010
Rem.
0.010
0.015
0.010
0.0015
0.50
0.010
0.010
2.0-3.5
0.020
0.005
0.010
Rem.
0.010
0.020
0.010
0.0015
35.0-42.0
0.010
0.010
0.050
0.020
0.005
0.010
Rem.
TABELLA IV - Caratteristiche tensili delle leghe di tantalio (ASTM B 708).
Annealed condition
Grade and form
Ultimate tensile
strength, min, psi
(MPa)
Yield strength, min,
psi (MPa)
(2% Offset)
Elongation, min,
%
(1” Gage Length)
Unalloyed Ta
(R05200)
(R05400)
Plate, sheet and strip
<0.060 in. thick
30 000 (207)
20 000 (138)
20
≥0.060 in. thick
25 000 (172)
15 000 (103)
30
90% Ta 10% W
(R05255)
Sheet and strip
Plate
<0.125 in. thick
≥0.125 in. thick
<0.060 in. thick
≥0.060 in. thick
70 000 (482)
70 000 (482)
40 000 (276)
40 000 (276)
35 000 (241)
35 000 (241)
60 000 (414)
55 000 (379)
30 000 (207)
22 000 (152)
20 000 (138)
15 000 (103)
15
20
20
25
25
25
97.5% Ta 2.5% W
(R05252)
60% Ta 40% Nb
(R05240)
TABELLA V - Resistenza alla corrosione
nei confronti di metalli liquidi del
tantalio.
Metallo
Comportamento
Alluminio
Non resistente
Bismuto
<900 ºC
Calcio
<1200 ºC
Rame
Resistente
Ferro
Non resistente
Mercurio
<600 ºC
Potassio
<1000 ºC
Litio
<1000 ºC
Magnesio
<1150 ºC
Argento
<1200 ºC
Sodio
<1000 ºC
Piombo
<1000 ºC
Zinco
<450 ºC
Figura 3 - Spool fabbricato con liner interno
in tantalio puro.
sioni - a causa del costo e del peso di
tantalio puro e delle sue leghe principali
- è realizzata mediante placcatura di altri
metalli o loro leghe, delle quali è sfruttata in servizio la resistenza meccanica,
delegando invece
al tantalio la funzione di barriera
chimica. La placcatura può essere
realizzata mediante
saldatura ad esplosione come anche
essere applicata al
substrato ed aderirvi per contatto:
se i l s econdo
metodo può essere
rivolto ad applicazioni generali, il
primo va conside-
rato nel caso in cui si abbiano internamente condizioni di bassa pressione che
possono indurre il distacco della placcatura dal suo substrato (Fig. 4); d’altra
parte, per quanto presentino di principio
Figura 2 - Scambiatore di calore a fascio
tubiero placcato in tantalio puro.
Figura 4 - Cedimento del placcato dal suo
supporto, per effetto di ridotti valori di
pressione interna.
Figura 5 - Sezione macrografica della
placcatura ad esplosione tra Ta UNS R05200
ed acciaio al carbonio.
proprietà meccaniche superiori, i semilavorati ottenuti ad esplosione (Fig. 5) presentano maggiori difficoltà durante la
fabbricazione, con particolare riferimento al ripristino di placcatura, tipicamente nel caso di saldatura testa a testa.
Per prevenire cedimenti come quello
rappresentato nella Figura 4, è prassi
consolidata prevedere la presenza di irrigiditori interni (stiffner) di tipo circonferenziale.
Un aspetto caratteristico del comportamento in servizio
del tantalio e delle
sue leghe, comune
peraltro anche al
niobio e alle sue
leghe, è rappresentato dall’infragilimento da idrogeno,
che può essere la
causa di rotture
anche catastrofiche
degli apparecchi
che lo subiscano
(Fig. 6).
In particolare, il
tantalio (come
anche il niobio)
non deve mai assumere un comportamento catodico in presenza di atmosfere contenenti idrogeno
ionico o semplicemente gassoso: esso è
in grado di diffondere nella microstruttura cristallina, causandone il progressivo deterioramento in prossimità delle
regioni intergranulari e riducendola progressivamente in una sorta di polvere. Il
tantalio non deve perciò essere impiegato - in presenza di soluzioni che
fungano da elettrolita - in prossimità con
leghe di nichel o sue leghe (ad esempio,
del tipo Hastelloy), acciaio al carbonio o
inossidabile. Per poter operare in queste
condizioni, il tantalio (o il niobio)
devono essere isolati elettricamente dal
resto dell’apparecchiatura in cui sono
installati; in alternativa, può essere prevista la presenza di una piccola superficie placcata con platino oppure con oro
(in grado di attirare gli ioni idrogeno e di
favorirne la trasformazione in idrogeno
molecolare gassoso): tale soluzione può
essere realizzata con piccole lamine
dello spessore di appena 5 μm, aventi
un’area pari a circa 1/200000 rispetto a
quella da proteggere.
1.4 Trattamenti termici
Alcune leghe di tantalio, come ad
esempio il grado T-222, possono essere
invecchiate mediante la precipitazione
di una seconda fase nella matrice. Il tantalio e le sue leghe possono inoltre
essere oggetto di trattamenti di distensione e di ricottura, allo scopo di ridurre
i livelli delle tensioni residue e migliorarne la duttilità (nella Tabella VI sono
indicate le temperature di distensione e
di ricottura di ricristallizzazione delle
principali tipologie).
L’esecuzione di trattamenti termici dopo
Figura 6 - Rottura di un tubo saldato di tantalio puro a causa di infragilimento da idrogeno (a sinistra), aspetto della relativa superficie di frattura
(a destra).
TABELLA VI - Temperature di distensione e di ricottura di ricristallizzazione delle principali leghe di tantalio.
Tantalio
Ta - 2.5 W - 0.1 Nb
Ta - 10 W
Ta - 8 W - 2 Hf
Ta - 10 W - 2.5 Hf - 0.01 C
Temperatura di distensione [°C]
Temperatura di ricristallizzazione [°C]
900°
982°
1095°
1095°
1095°
980°÷1205°
1205°÷1316°
1316°÷1650°
1316°÷1650°
1316°÷1650°
Figura 7 - Saldatura in camera inerte (glove
box) di giunzioni di uno scambiatore.
saldatura sembra in grado di aumentare
sensibilmente la duttilità dei giunti
saldati (è il caso di saldature con fascio
elettronico, per i gradi Ta - 5 W - 2.5 Mo
e Ta - 10 W - 2.5 Mo); analogamente,
si p o s s o n o r e g ist ra re di m i nuz i oni
significative della temperatura di transizione della tenacità per effetto di tale
trattamento, come ad esempio nel
caso di giunti saldati con processo TIG
(grado Ta - 5 W - 2.5 Mo, da 57 °C a
circa -115 °C, grado Ta - 10 W - 2.5 Mo,
da 163 °C a -196 °C).
1.5 Preparazione delle superfici
Il tantalio e le sue leghe richiedono
un’accurata preparazione chimica prima
di procedere con la saldatura e prima
ancora deve essere eseguita la lavorazione di macchina delle estremità,
qualora la loro superficie si presenti irregolare o rugosa. La preparazione
chimica deve essere effettuata con detergenti o solventi idonei, quindi con un
attacco acido (si usano tipicamente soluzioni in acqua di acido nitrico al 40%,
fluoridrico dal 10 al 20%); i residui
dell’attacco devono essere rimossi con
un lavaggio con acqua demineralizzata,
quindi si procede con l’asciugatura dei
pezzi. Le parti così preparate devono
essere conservate in locali appositi
(clean room) a temperatura ed umidità
controllate.
1.6 Saldabilità del tantalio e delle sue
leghe
Il tantalio e le sue leghe possono essere
saldati - di principio - con gli stessi processi impiegati per il titanio e le sue
leghe e non richiedono preriscaldi.
Durante l’esecuzione dei giunti, un
punto essenziale
riguarda le contaminazioni di ossigeno, azoto, idrogeno e carbonio,
che
pos s ono
entrare in soluzione nella matrice
attraverso il bagno
di fusione ed infragilirla notevolmente.
Il processo TIG è
impiegato con
soluzioni convenzionali: elettrodi
toriati (AWS A5.12 ETh-2) con polarità
diretta, protezione primaria ed al rovescio con gas argon ad elevatissima
purezza, sia con tecnica manuale che
automatica, facendo uso - quando possibile - di specifiche camere inerti (Fig. 7),
che ottimizzano le condizioni di protezione gassosa.
In fase di assiemaggio, qualora si adottino dispositivi di fissaggio metallici (ad
esempio in acciaio, lega di rame o
nichel) in prossimità del giunto, è opportuno evitare il contatto diretto dei dispositivi stessi con il tantalio, interponendo
degli inserti in molibdeno: così facendo,
date le elevatissime temperature necessarie per la fusione del materiale base, è
possibile evitare contaminazioni nel
giunto da parte di metalli o altri elementi
appartenenti ai dispositivi utilizzati
(eventuali dispositivi in grafite devono
essere pure evitati, data la tendenza a
formare carburi).
Oltre al TIG, gli altri processi che
possono essere adottati sono il plasma, il
fascio elettronico, il laser; la saldatura a
resistenza è a sua volta applicabile su
lamierini di piccolo spessore, per quanto
il contatto tra gli elettrodi e le contaminazioni (tipicamente di rame) causate
dagli stessi sul materiale base rappresentino un problema.
Il tantalio può essere saldato con relativa
facilità al niobio, al titanio ed allo zirconio con cui presenta solubilità allo stato
solido in ogni proporzione, con giunti
caratterizzati da una sufficiente duttilità;
tuttavia, l’eventuale saldatura con i più
tradizionali materiali strutturali (tipicamente gli acciai) è di fatto impossibile, a
causa delle formazione di composti
intermetallici, che renderebbero eccessivamente fragile la giunzione. Per questa
ragione, l’esecuzione di placcature tra
tantalio ed acciai di vario grado deve
essere realizzata con processi allo stato
solido, tipicamente mediante saldatura
ad esplosione; in alternativa, altri processi allo stato solido applicabili sono la
saldatura ad attrito, ad ultrasuoni, la saldatura per diffusione atomica. Un punto
di notevole rilevanza nella fabbricazione
di prodotti realizzati con lamiere placcate allo stato solido è certamente il
ripristino di placcatura nelle giunzioni
tra lamiere, che devono essere effettuate
con tecniche speciali, che consentano di
evitare ogni forma di contaminazione
reciproca tra le due tipologie di lega.
Tantalio e sue leghe possono inoltre
anche essere brasate, per quanto l’efficacia di queste giunzioni dipenda dalle
temperature di servizio previste in relazione alle caratteristiche fisiche della
lega brasante utilizzata; inoltre, va considerato che le principali leghe brasanti
disponibili in commercio non presentano la stessa resistenza alla corrosione
del tantalio e delle sue leghe. Dal punto
di vista tecnologico, vanno utilizzati
processi con atmosfera protettiva inerte
ad elevata purezza oppure sotto vuoto; si
possono inoltre verificare fenomeni di
infragilimento delle giunzioni causate
dalla formazione di composti intermetallici tra la lega brasante ed il materiale
base, in funzione ovviamente delle temperature massime raggiunte e del ciclo
termico caratteristico della procedura di
brasatura impiegata.
Ad esempio, nel campo delle leghe brasanti a bassa temperatura, per il tantalio
e sue leghe possono essere utilizzate
leghe brasanti al nichel - cromo - silicio:
sebbene il tantalio ed il silicio formino
composti intermetallici, le giunzioni così
realizzate possono arrivare in servizio
a temperature vicine a mille gradi
(982 °C); in alternativa, si possono utilizzare leghe rame - oro (con tenori di
oro inferiori o eguali al 40% per non
infragilire il giunto) come anche leghe
argento - rame (che consentono di ottenere un’interessante resistenza meccanica a temperatura ambiente).
In alternativa, possono essere considerate leghe brasanti ad alta temperatura,
basate sui sistemi Ta -V - Ti e Ta - V - Nb,
adatti sino a certi valori di temperatura
massima.
senta un’eccellente resistenza alla corrosione in soluzioni acquose della maggior
parte degli acidi organici e minerali, ad
eccezione dell’acido fluoridrico, grazie
alla formazione di uno strato superficiale di ossido estremamente compatto,
che inibisce ulteriori processi chimici
sulla superficie del metallo. Alcune soluzioni alcaline hanno ridotti ratei di corrosione a temperatura ambiente, che
aumentano leggermente con la temperatura. Come il tantalio, il niobio presenta
un’eccellente resistenza nei confronti di
soluzioni saline, ma può essere infragilito da sali che formino per idrolisi soluzioni alcaline.
TABELLA VII - Temperature di brasatura e fusione di alcune delle principali leghe
brasanti per tantalio e leghe di tantalio.
T di brasatura [°C]
T di fusione [°C]
10 Ta - 40 V - 50 Ti
20 Ta - 50 V - 30 Ti
25 Ta - 55 V - 20 Ti
30 Ta - 65 V - 5 Ti
5 Ta - 65 V - 30 Nb
25 Ta - 50 V - 25 Nb
30 Ta - 65 V - 5 Nb
30 Ta - 40 V - 30 Nb
1760°
1760°
1843°
1843°
1815°
1871°
1871°
1926°
2399°
2399°
2204°
2399°
2299°
2499°
2299°
1999°
ob
a
Tit
Pe
ent
rce
nt
erc
Ni
ht P
8.57
Microstruttura (@ 20 °C)
CCC
T fusione [°C]
2468
Conduttività termica [W/m K] @ 20 °C
50.0
Dilatazione lineare [mm/m K] @ 20 °C
6.5
Numero atomico
41
m
Densità [kg/l]
niu
TABELLA VIII - Principali caratteristiche chimico - fisiche del
niobio.
Ti
ig
We
2.1 Il niobio puro
Il niobio (columbio) è classificato come
metallo refrattario, con caratteristiche
chimico - fisiche comparabili a quelle
del tantalio, per quanto presenti proprietà tipiche dei metalli reattivi. La sua
densità (Tab. VIII) è circa la metà di
quella del tantalio, rispetto al quale presenta inoltre una minore temperatura di
fusione (2468 °C circa); analogamente
al tantalio, la sua microstruttura cristal-
2.2 Le leghe di niobio
Il niobio è legato con i quattro metalli
refrattari (tantalio, tungsteno, molibdeno, afnio) e con titanio e zirconio per
ottenere leghe indurenti per soluzione
(Fig. 8); quest’ultimo, aggiunto a leghe
indurenti per soluzione, conferisce loro
anche indurimento per precipitazione.
Facendo riferimento alle classificazioni
previste dalle normative in vigore,
si può considerare a titolo di esempio
lo standard ASTM B393 - 09e1
“Standard Specification for Niobium
and Niobium Alloy Strip, Sheet, and
Plate”. Esso prende in considerazione
quattro gradi, indicati appunto come
Grade 1÷4, i primi due dei quali sono
denominati Reactor Grade Unalloyed
Niobium (UNS R04200, il Type 1), il
ht
2 - Il niobio e le sue leghe
lina è cubica a corpo centrato, senza trasformazioni di fase allo stato solido.
Il niobio ricotto, ad elevata purezza, presenta una resistenza meccanica pari a
circa 125 MPa (con un carico di snervamento di circa 85 MPa) ed un allungamento a rottura compreso tra il 20 ed il
25% circa (in funzione della lunghezza
del tratto calibrato); le proprietà meccaniche del niobio sono fortemente condizionate dalla sua purezza, con particolare riferimento agli elementi
interstiziali quali l’azoto, l’idrogeno,
l’ossigeno ed il carbonio: ad esempio, la
resilienza del niobio prodotto per
fusione con electron beam alla temperatura di -130 °C è pari a 203 J, ma scende
a 13.5 J (a -18 °C) nel caso di niobio
ottenuto ad arco, sotto vuoto.
Il niobio si ossida a partire dalla temperatura di 400 °C circa e si arricchisce di
ossigeno in forma interstiziale ad elevata
temperatura, anche
in atmosfere con
ridotta pressione
parziale di questo
gas. Esso risulta
inoltre reattivo ad
alta temperatura
con il carbonio, lo
zolfo e gli alogeni.
A temperature
inferiori a 100 °C
circa, il niobio preWe
ig
Al solito, questi processi devono essere
applicati in vacuum (ad esempio, con
pressioni pari a 10-4 torr o inferiori): tuttavia, va osservato che tantalio e vanadio
tendono a passare in fase vapore dalla
lega brasante durante il processo di brasatura a causa della propria elevata tensione di vapore. Dato il basso livello di
interazione tra il materiale base e queste
leghe brasanti, le giunzioni possono
essere utilizzate sino a temperature di
servizio pari a circa 1370 °C, con eccellente duttilità a temperatura ambiente
che consente la disponibilità delle leghe
brasanti stesse in lamine sottili. Nella
Tabella VII sono indicate le composizioni di alcune delle principali leghe
brasanti utilizzate per queste elevate
temperature di servizio.
ium
Composizione chimica
Nb
W
Weight Percent Tungsten
Figura 8 - Il diagramma ternario Nb - W - Ti
(a T ambiente).
2.3 Resistenza alla corrosione del
niobio e delle sue leghe
La resistenza alla corrosione del niobio e
delle sue leghe principali è paragonabile,
in linea di principio, a quella del tantalio
e delle sue leghe, per quanto vi siano
alcune differenze significative: ad
esempio, essa risulta leggermente infe-
TABELLA IX - Composizioni chimiche del niobio e delle leghe Nb-1Zr
secondo ASTM B393 - 09e1.
Elemento
Type 1
Type 2
Type 3
Type 4
C
N
O
H
Zr
Ta
Fe
Si
W
Ni
Mo
Hf
0.01
0.01
0.015
0.0015
0.02
0.1
0.005
0.005
0.03
0.005
0.010
0.02
0.01
0.01
0.025
0.0015
0.02
0.2
0.01
0.005
0.05
0.005
0.010
0.02
0.01
0.01
0.015
0.0015
0.8÷1.2
0.1
0.005
0.005
0.03
0.005
0.010
0.02
0.01
0.01
0.015
0.0015
0.8÷1.2
0.2
0.01
0.005
0.05
0.005
0.010
0.02
TABELLA X - Leghe di niobio saldabili.
Designazione
Composizione chimica nominale
Nb-1Zr
B-66
C-103
C-129Y
Nb-752
FS-85
SNb-291
99 Nb - 1 Zr
89 Nb - 5 Mo - 5 V - 1 Zr
89 Nb - 10 Hf - 1 Ti
80 Nb - 10 W - 1 Hf - 0.1 Y
87.5 Nb - 10 W - 2.5 Zr
61 Nb - 28 Ta - 11 W - 1 Zr
80 Nb - 10 Ta - 10 W
TABELLA XI - Caratteristiche tensili del niobio e delle leghe Nb-1Zr
secondo ASTM B393 - 09e1.
Grado
Resistenza a
rottura (MPa)
Rp0.2
(MPa)
Type 1, 2
Type 3, 4
125
195
85
125
riore nei confronti all’acqua
regia, al perossido di idrogeno (acqua ossigenata), agli
acidi nitrico, cloridrico,
fosforico, solforico e agli ipocloriti.
Dati però i minori costi
(inferiori indicativamente del
60% rispetto al tantalio), il
niobio puro e la sua lega
Ta60Nb40 stanno trovando
applicazioni crescenti nell’ambito della chimica e per
metalli puri fusi, per i quali la
resistenza del niobio è ancora
confrontabile a quella del tantalio, seppure lievemente
inferiore.
Resilienza (J)
secondo Commercial Grade Unalloyed
Niobium (UNS R04210, Type 2); gli
ultimi due, invece, sono di fatto leghe di
niobio e zirconio, denominate rispettivamente Reactor Grade Niobium - 1%
Zirconium (UNS R04251, Type 3) e
Commercial Grade Niobium - 1%
Zirconium (UNS R04261, Type 4).
Le analisi chimiche di dettaglio sono
riportate nella Tabella IX.
Allo stesso modo, alcune delle principali
leghe di niobio saldabili sono riportate
nella Tabella X, basata invece su denominazioni di tipo commerciale.
Come accennato poco sopra, la resistenza meccanica del niobio puro non è
elevata e migliora progressivamente con
l’aggiunta di elementi di lega. Facendo
r if e r ime n to a d AST M B393 - 09e 1
(Tab. XI), si può osservare come i gradi
debolmente legati allo zirconio (Type 3 e
4) presentino caratteristiche resistenziali
incrementate di circa il 50% rispetto ai
gradi puri (Type 1 e 2), con una proporzionale riduzione della duttilità (allungamento a rottura).
Oltre al niobio puro (nei suoi tradizionali gradi 1 e 2) è di uso frequente anche
la lega Nb-1Zr (nei gradi 3 e 4): l’aggiunta dello zirconio, con valori attorno
all’1%, consente di ottenere migliore
resistenza in regime di scorrimento
viscoso a caldo e temperature di fusione
più elevate. Inoltre, questi gradi presentano una sezione d’urto inferiore nei
confronti dei neutroni, proprietà che
rende interessante la lega nel settore
nucleare, per temperature comprese tra
980 e 1200 °C circa.
Per effetto della ricerca di leghe sempre
più prestazionali, la lega Nb-1Zr è stata
a sua volta affiancata dal grado C-103,
che presenta migliore resistenza meccanica, ma con costi decisamente superiori.
Un dato da sottolineare è la particolare
tenacità di questa tipologia di lega, che
presenta una transizione molto netta a
valori di temperatura prossimi a 0 °C,
come illustrato dalla Figura 9.
Allungamento a rottura (%)
Spessore ≥
0.010”
25
20
Spessore <
0.010”
20
15
200
150
100
50
0
-200
0
200
400
Temperatura (°C)
Figura 9 - Curva di transizione della tenacità
della lega Nb-1Zr (UNS R04261).
TABELLA XII - Temperature di distensione e ricottura di alcune delle principali leghe di niobio.
Tantalio puro
Nb-1Zr
B-66
C-103
C-129Y
Nb-752
FS-85
SNb–291
Temperatura di ricottura [°C]
Temperatura di distensione [°C]
899°÷1204°
982°÷1093°
1204°÷1371°
1038°÷1316°
982°÷1316°
1204°÷1316°
1093°÷1371°
1316°÷1399°
760°÷802°
899°÷982°
1093°
871°
982°
982°÷1093°
1010°
1093°
2.4 Trattamenti termici
Le temperature di trattamento termico
caratteristiche (distensione e ricottura)
delle principali leghe di niobio sono
riportate nella Tabella XII; i trattamenti
vanno eseguiti in vacuum oppure in
atmosfera di gas inerte ad elevatissima
purezza (la soluzione in vuoto si rivela,
in definitiva, la più conveniente). Leghe
contenenti zirconio in soluzione, come
accennato, possono dar luogo a fenomeni di indurimento per precipitazione:
esse infatti sono sensibili al fenomeno in
caso di servizio a temperature comprese
tra 815 e 1095 °C circa, in funzione
dell’effettiva analisi chimica, con conseguenze preoccupanti nei confronti delle
loro duttilità ed aumenti sensibili della
temperatura di transizione della lega. Al
proposito, eventuali trattamenti di ricottura delle giunzioni saldate portano zona
fusa e zona termicamente alterata in condizioni di overaging (sovrainvecchiamento), impedendone l’invecchiamento
in servizio.
quelle impiegate per il tantalio e le sue
leghe, tanto per la pulitura che per l’attacco, quindi mantenute in apposite
clean room, in condizioni di umidità e
temperatura controllate.
2.5 Preparazione delle superfici
Il niobio e le sue leghe possono essere
preparate con procedure analoghe a
2.6 Saldabilità del niobio e delle sue
leghe
Il niobio e le sue leghe presentano una
Figura 10 - Saldatura TIG, lega C-103
(89Nb-10Hf-1Ti, cortesia Wah Chang).
soddisfacente saldabilità, a condizione che il tenore
di tungsteno resti
inferiore all’11%:
diversamente, la
duttilità delle giunzioni può risultare
comprome ssa , a
temperatura
ambiente, dalla
formazione di fasi
fragili tra il tungsteno stesso ed altri
elementi di lega.
Di principio, i processi e le modalità
di saldatura impiegate per il tantalio
possono essere utilizzate anche per il niobio e le sue leghe
(a differenza del titanio e dello zirconio,
va osservato che la saldatura in aria,
sebbene con protezione secondaria, non
risulta completamente efficace a causa
degli eccessivi livelli di contaminazione).
La saldatura con elettrodo infusibile
(TIG) deve essere effettuata in camera
TABELLA XIII - Risultati di prove di saldatura con processo TIG, lega C-103 (Nb-10Hf-1Ti).
Resistenza a
Campione
Spessore (”)
Stato
Rp0.2 (ksi)
rottura (ksi)
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
0.030
0.020
0.020
0.020
0.020
0.020 con 0.030
0.020 con 0.030
0.020 con 0.030
0.020 con 0.030
0.030
Ricotto
Come saldato
Ricotto
Come saldato
Ricotto
Come saldato
Come saldato
Ricotto
Ricotto
Come saldato
59.500
61.700
60.200
62.400
59.600
61.100
61.600
60.200
60.400
61.900
40.400
44.900
42.100
46.500
41.400
46.200
45.200
42.200
42.700
45.500
Allungamento a
rottura (%)
27.0
14.0
16.0
13.0
18.0
13.0
14.0
14.0
13.0
20.0
inerte in elio oppure in argon; dato che
l’elio consente di operare con maggiori
apporti termici, viene in genere preferito
all’argon. Particolare cura deve essere
posta nell’evitare qualsiasi forma di contaminazione tra l’elettrodo ed il materiale base, impiegando sistemi di accensione dell’arco elettrico non per contatto
(scintilla pilota, ad esempio). Particolare
attenzione va posta nel caso di leghe
sensibili all’invecchiamento, utilizzando
maggiori velocità di saldatura per
ridurre l’apporto termico, risultato raggiungibile anche usando piatti di sostegno raffreddati ad acqua, che favoriscano
la conduzione termica. Un esempio
di giunzione eseguita con processo
TIG su lega C-103 (89Nb-10Hf-1Ti) è
riportato nella Figura 10.
I risultati di alcune prove di saldatura
con processo TIG di piccoli spessori di
lega C-103 sono riportati nella Tabella
XIII.
Per quanto si tratti di applicazioni di
nicchia, la stessa saldatura a diffusione
atomica è stata impiegata con successo
sia per la saldatura di niobio e sue leghe
che per giunti eterogenei con altri tipi di
metallo o lega; anche questo tipo di processo richiede l’applicazione sotto vuoto
per prevenire la contaminazione del
materiale base.
La brasatura del niobio e delle sue leghe
è stata oggetto di studi approfonditi, data
la difficoltà tipica dei processi autogeni
nel raggiungere la fusione dei metalli
refrattari.
Sono state sviluppate leghe brasanti a
base titanio e zirconio, con altri metalli
alto-fondenti come il platino ed il palladio: alcuni esempi di lega brasante utilizzata per il niobio e le sue leghe sono
indicati nella Tabella XIV.
Tali leghe brasanti presentano un’elevata capacità di bagnare le superfici in
alto vuoto (tipicamente, 10-5 torr o temperature inferiori) e possono inoltre
essere sottoposte a trattamenti termici di
diffusione dopo brasatura, in grado di
incrementare ulteriormente le proprietà
tensili della giunzione. Esperienze significative sono state condotte nella brasatura di tubi in lega di niobio con tubi di
acciaio inossidabile austenitico grado
316 (UNS 31600) e di Hastelloy X
(UNS N06002) utilizzando leghe brasanti a base nichel: in particolare, nel
primo caso è stata impiegata una lega di
composizione chimica Co-21Cr-21Ni-
TABELLA XIV - Temperature di brasatura e fusione di alcune delle principali leghe
brasanti per niobio e leghe di niobio.
Composizione chimica
T di brasatura [°C]
48 Ti - 48 Zr - 4 Be
75 Zr - 19 Cb - 6 Be
66 Ti - 30 V - 4 Be
91.5 Ti - 8.5 Si
67 Ti - 33 Cr
73 Ti - 13 V - 11 Cr - 3 Al
90 Pt - 10 Ir
90 Pt - 10 Rh
1049°
1049°
1288°÷1316°
1371°
1454°÷1482°
1621°
1815°
1898°
5.5W-8Si-0.5B, con temperature di brasatura attorno a 1177 °C; nel secondo
caso, invece, è stato fatto uso di una lega
standard BNi-4 (Ni-3.5Si-2B) alla temperatura di 1105 °C. Considerando la
fragilità che caratterizza alcune leghe
brasanti dopo solidificazione, sono
spesso utilizzate giunzioni con un design
tale da evitare stati di trazione residua,
favorendo invece quelli di compressione.
Va citata infine, come possibile alternativa alla saldatura TIG, la saldatura a
resistenza, con particolare riferimento a
spessori inferiori a 0.020” sino a valori
pari a circa 0.012” o anche inferiori.
Rispetto alla saldatura ad arco, i tempi ciclo appaiono ridotti e questo comporta
minori livelli di contaminazione superficiale: qualora si possa contenere la
durata della saldatura ad uno o due cicli,
la giunzione può essere anche effettuata
in aria; diversamente si può anche ricorrere alla saldatura ad immersione in
acqua, che non protegge ovviamente
come proteggerebbe l’argon puro, ma
che consente di accelerare il ciclo di raffreddamento. Per quanto siano state condotte esperienze soddisfacenti con saldatrici a corrente alternata, oggi appare
migliorativo l’impiego di quelle ad
inverter. Le procedure devono prevedere
la pulitura dei giunti dopo la saldatura e nel caso di pick-up di rame dagli elettrodi - la sua rimozione con acido nitrico
in soluzione.
Riferimenti bibliografici e normativi
•
P.A. Krammer, R.E. Monroe, R.E. Martin: «Weldability of Tantalum alloys»,
Welding Journal, 1972.
•
ASTM B708 - 05 “Standard Specification for Tantalum and Tantalum Alloy
Plate, Sheet, and Strip”.
•
ASTM B365 - 98 (2004) “Standard Specification for Tantalum and Tantalum
Alloy Rod and Wire”.
•
ASTM B521 - 98 (2004) “Standard Specification for Tantalum and Tantalum
Alloy Seamless and Welded Tubes”.
•
ASTM B392 - 09e1 “Standard Specification for Niobium and Niobium Alloy
Bar, Rod, and Wire”.
•
Strip, Sheet, and Plate”.
•
Seamless and Welded Tubes”.
•
ASTM B654 / B654M - 10 “Standard Specification for Niobium-Hafnium
Alloy Foil, Sheet, Strip, and Plate”.
•
ASTM B655 / B655M - 10 “Standard Specification for Niobium-Hafnium
Alloy Bar and Wire”.
Pubblicazioni IIS - Novità 2010
Prove di tenuta (LT) - 2ª Edizione
Il testo IIS sul Controllo non Distruttivo per Rivelazione di Fughe rappresenta un valido supporto per coloro che affrontano problematiche industriali relative alla tenuta o all’isolamento di componenti. Attualmente tale
controllo, in tutte le sue tecniche e varianti, è molto utilizzato in settori
industriali quali l’aeronautico, il nucleare, l’industria chimica e petrolchimica, l’industria frigorifera e del condizionamento ambientale.
L’esperienza che IIS ha maturato sul campo in questo settore viene sintetizzata e messa a disposizione di tutti i tecnici PND già qualificati o in corso
di qualificazione ai livelli 1, 2 e 3 nel metodo LT.
Il testo presenta nella sua parte iniziale i principi fondamentali della Teoria
Cinetica dei gas e l’interpretazione, che questa teoria fornisce, dei concetti
di pressione e, di conseguenza, di vuoto. La misura della pressione, la produzione e la misura del vuoto costituiscono la seconda parte della dispensa.
Quanto sopra ha lo scopo di introdurre gli elementi necessari per capire i
concetti base delle quattro principali tecniche (e delle loro varianti) per la
ricerca e l’individuazione delle perdite, riconosciute dal punto di vista normativo e descritte nella parte centrale della dispensa. Infine, viene dedicato
un doveroso spazio alla descrizione delle metodologie più diffuse per la
misurazione di perdite, rilevate con le suddette tecniche.
Il volume riprende la precedente edizione elaborata ed è stata aggiornata
ed integrata per tenere conto dello stato dell’arte attuale in materia di
“Tecnologia del Vuoto” e “Ricerca Fughe”. Il testo è stato redatto dalla
Divisione Formazione - Area Corsi PND dell’Istituto, cui va pertanto rivolto
un particolare ringraziamento per i contributi di competenza resi disponibili per la sua realizzazione.
Indice
1.
2.
3.
4.
5.
6.
7.
8.
9.
Principi di fluidodinamica
Misura delle basse pressioni
Pompe a vuoto
Materiali ed accessori per impianti a vuoto
Prova di tenuta mediante emissione di bolle
Prova di tenuta mediante variazione di pressione
Prova di tenuta mediante diodo ad alogeni
Prove di tenuta mediante spettrometro di massa
Determinazione della quantità di perdita nelle fughe calibrate
Divisione PRN
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Fax 010 8367780
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A
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S
U
E
LA COSA GIUSTA AL POSTO GIUSTO
5-9/10/2010
27.BI-MU ospita
15
IL MONDO DELL’ASSEMBLAGGIO IL MONDO DELLA FINITURA DELLE SUPERFICI
27.BI-MU
22
Superficie disponibile per la manifestazione
18
14
13
11
STAZIONE
RHO-FIERA
METROPOLITANA
LINEA 1
9
EST
AEROPORTO
ORIO AL SERIO
VENEZIA
AEROPORTO
MALPENSA
CO
MO
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RE
SE
27.BI-MU
ENZI
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COLOGNO
NORD
RHO-FIERA
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AEROPORTO
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Metropolitana
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C
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ISO 9001-2000 N. 4548/0
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TANGENZIALE
MACIACHINI
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CETAZIO
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BOVISA
NORD
OVEST
TORINO
DIREZIONE MOSTRA, SALA STAMPA,
CENTRO CONGRESSI, CENTRO SERVIZI
SESTO F.S.
TANG
TANGENZIALE
IL MONDO DELLA SALDATURA
24
OV
EST
In concomitanza con
Scienza
e
Tecnica
…un caso difficile
La modellazione numerica agli elementi
finiti ha oggi raggiunto prestazioni di
altissimo livello. Gli strumenti a disposizione del progettista e dello strutturista
sono sempre più raffinati, rapidi, efficienti, sia in termini di hardware che di
software. La sensibilità tecnica e la preparazione scientifica di coloro che utilizzano tali strumenti rimangono, tuttavia, un caposaldo imprescindibile nel
garantire l’affidabilità dei risultati ottenuti e, talvolta, la fattibilità ed il successo di una analisi particolarmente
complessa.
Senza avere la pretesa di descrivere procedure di calcolo innovative si vuole, in
questa nota, segnalare l’esecuzione di
un calcolo di particolare complessità
che è stato condotto dai tecnici della
Divisione Ingegneria dell’Istituto Italiano della Saldatura.
Come è noto a chi opera nel campo delle
analisi agli elementi finiti, generalmente, in una analisi numerica, strutturale e/o termica, oltre alla modellazione
geometrica del particolare o del componente da studiare, oltre alla definizione
dei carichi e delle forze agenti caratteristiche, è necessario simulare e definire
le modalità con cui il materiale
“risponde” alle condizioni di carico che
vengono applicate. Molte di queste
risposte sono state studiate e risolte
nella fisica dei materiali e, per moltissimi agenti esterni (una forza applicata
a una membratura, una temperatura
i mposta s u una s uper ficie, ecc.)
abbiamo a disposizione le leggi di risposta del materiale a questi “agenti”. Si
chiamano leggi costitutive ed alcune
sono state espresse moltissimi anni fa,
altre sono più recenti.
Una particolarmente celebre è la legge
di Hooke (F = -Kx) che descrive l’allungamento “x” di una molla sollecitata da
una forza “F”, nella quale “K” è la
costante elastica del materiale. La legge
di Hooke risale addirittura alla fine del
diciassettesimo secolo (Fig. 1).
Il caso in questione si caratterizza
proprio per come si è affrontato, con
successo, il problema di rendere una
Figura 1
legge costitutiva del materiale particolarmente rispondente alle variazioni dei
parametri in gioco, nel tentativo di
riprodurre, nel modo tecnicamente più
attendibile, il comportamento reale del
materiale.
Il calcolo che è stato eseguito si riferisce
ad una verifica a creep-fatica condotta
su un componente a pressione destinato
ad operare in servizio ad alta temperatura, in regime di scorrimento viscoso
del materiale e sottoposto a carichi
ciclici.
Era necessario ricorrere alle leggi
fisiche che descrivono il comportamento
del materiale sia nei confronti della
fatica, sia nei confronti dello scorrimento viscoso. Per quanto concerne la
fatica sono oggi disponibili, per molti
materiali, le curve di resistenza per il
carico ciclico (Fig. 2).
Per quanto riguarda il creep la legge
costitutiva di riferimento per gli acciai è
la legge di Norton,
dove:
ε⋅ rappresenta la velocità di deformazione a creep
σ rappresenta la sollecitazione locale
A ed n sono coefficienti caratteristici
che variano da materiale a materiale
e, in ultima analisi, ne rappresentano
il comportamento a creep.
L’equazione correla la tensione agente e
la velocità di deformazione a creep corrispondente.
Scienza e Tecnica
1,000.0
Stress Amplitude, ksi
Per il particolare tipo di materiale
impiegato (un acciaio basso legato per
alte temperature, di ultima generazione)
il Codice ASME VIII Div. 2, generalmente utilizzato come riferimento per il
calcolo a fatica dei componenti a pressione, forniva curve di resistenza per il
carico ciclico solo fino ad una temperatura di 371 °C, mentre la temperatura di
esercizio del componente era significativamente più alta.
Il Code Case 2605 del Codice ASME
consente di colmare questa lacuna. In
esso, infatti, si forniscono i criteri per
affrontare una verifica a fatica ad alta
temperatura. Le modalità di verifica
sono piuttosto complesse prevedendo la
necessità di modellare l’interazione
creep-fatica.
Per quanto concerne il comportamento
a creep il Code Case impone l’applicazione del cosiddetto “Metodo Omega”,
messo a punto negli ultimi anni negli
Stati Uniti. Esso prevede che, nella valutazione della risposta del materiale alle
sollecitazioni esterne, ad alta temperatura, già definita dalla legge di Norton,
si tenga conto anche dell’effetto del danneggiamento che progressivamente il
materiale accumula nel tempo, a causa
del servizio in regime di creep; danneggiamento che, a sua volta, è funzione del
valore locale della tensione agente nei
diversi punti del componente.
Nei casi di geometrie molto semplici,
che conducono a distribuzioni dello
stato di tensione uniformi, il metodo
Omega consente di simulare, tramite iterazioni successive, il comportamento nel
tempo del materiale. Nel caso in esame,
al contrario, la complessità della geometria generava una distribuzione complessa dello stato di tensione (studiata
con analisi strutturali tradizionali condotte preliminarmente).
La complessità del problema è stata
quindi quella di aggiornare costantemente i coefficienti dell’equazione costitutiva di riferimento (legge di Norton) in
funzione del danneggiamento accumulato e dei valori di tensione riscontrati,
variabili da punto a punto nel componente e variabili nel tempo per effetto
dei fenomeni di deformazione viscosa.
Il problema è stato affrontato con successo definendo un adeguato algoritmo
100.0
10.0
10
100
1,000
10,000
Design Cycles
Figura 2
di calcolo e implementandolo, dal punto
di vista del calcolo numerico, attraverso
opportune “macro” in grado di interagire con il software per l’analisi struttural e . In t a l m odo è s tato pos s ibile
aggiornare, istante per istante, tutti i
parametri significativi in gioco: sollecitazione agente, velocità di deformazione
istantanea, danno accumulato e, quindi,
i coefficienti della legge di Norton.
Figura 3
La rappresentazione illustrata nella
Figura 3 consente di individuare i vari
elementi nei quali è stato simulato un
“materiale” virtualmente diverso da
punto a punto, per quanto concerne il
suo comportamento a creep.
Dott. Ing. Giancarlo Canale
Responsabile Divisione Ingegneria IIS
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IIS News
Resoconto della riunione del
Comitato Direttivo dell’IIS del
31 Maggio 2010
Presiede la riunione il Presidente dell’Istituto Dott. Ing. Ferruccio BRESSANI che, salutati i presenti e constatato
il raggiungimento del numero legale dei
membri, inizia i lavori alle ore 10.30.
Vi e n e c h ia m a to a v e rbal i zzare , i n
qualità di Segretario della riunione, il
Dott. Ing. Mauro SCASSO, Segretario
Generale dell’Istituto.
Viene introdotto il punto 1 dell’O.d.G.:
Approvazione dell’Ordine del Giorno.
L’Ordine del Giorno viene approvato
senza variazioni.
Il Presidente passa quindi al punto 2
dell’O.d.G.: Approvazione del verbale
della seduta precedente, tenutasi il 3
Maggio 2010. Il verbale, già inviato ai
membri del Comitato Direttivo, non è
oggetto di osservazioni e, pertanto,
viene approvato all’unanimità.
I l P re s i d e n t e a f f ro n t a i l p u n t o 3
dell’O.d.G.: Azioni effettuate e da effettuarsi ai fini della partizione dell’Istituto. SCASSO illustra il verbale dell’inc o n t ro , re l a t i v o a i p ro b l e m i d i
partizione, tenutosi presso l’Istituto il
giorno 27 Maggio 2010 ed a cui erano
presenti:
•
•
•
•
l’Ing. Ferruccio BRESSANI (Presidente);
il Prof. Rinaldo GHIGLIAZZA (Vice
Presidente);
il Dott. Alessandro PINTO (Presidente del Collegio dei Revisori dei
Conti);
il Dott. Claudio SARTORE (Membro
•
•
del Collegio dei Revisori dei Conti);
il Prof. Alessandro PINI PRATO
(Membro del Collegio dei Revisori
dei Conti);
l’Ing. Mauro SCASSO (Segretario
Generale dell’Istituto).
In occasione dell’incontro suddetto
erano stati dibattuti, in un contesto preliminare, i temi richiamati dal punto 3 in
esame dell’O.d.G..
In particolare veniva confermato l’appuntamento, a scopo informativo sul
tema della partizione, con le Rappresentanze Sindacali, previsto per il 7 Giugno
2010 presso la Sede di Confindustria
Genova.
Veniva altresì ribadita la necessità di
nominare un Perito di fiducia, a cui affidare la gestione delle attività afferenti il
percorso di partizione, ed in particolare,
ma non solo:
•
•
•
l’elaborazione dei bilanci 20072009 (entro Luglio 2010), per le tre
Società realizzande;
l’elaborazione dei preventivi di
bilancio 2010- 2012 (entro Agosto
2010), per le tre Società realizzande;
la definizione dei conferimenti e
degli avviamenti per le due Società
in rilascio (entro la metà di Settembre 2010).
Si conveniva di esaminare in dettaglio i
risultati dell’attività svolta, in occasione
del Comitato Direttivo previsto per la
fine di Settembre 2010 e di concludere la
fase preparatoria in tempo per il Comi-
tato Direttivo previsto per la fine del
mese di Novembre 2010, e ciò per consentire le azioni applicative entro il mese
di Dicembre 2010.
A supporto delle attività suddette, si
prevede di costituire un Gruppo di
Lavoro a cui parteciperanno:
•
•
•
•
•
•
•
•
•
•
•
•
l’Ing. BRESSANI (Presidente),
il Prof. GHIGLIAZZA (Vice Presidente),
l’Ing. COSTA (Membro del Comitato
Direttivo),
l’Ing. SCASSO (Segretario Generale),
il Dott. PINTO (Presidente del Collegio dei Revisori dei Conti),
il Dott. SARTORE (Membro del Collegio dei Revisori dei Conti),
il Prof. PINI PRATO (Membro del
Collegio dei Revisori dei Conti),
l’Ing. LAURO (attuale Coordinatore
della ADC 1: Laboratorio, Ricerca e
Formazione),
l’Ing. SCANAVINO (attuale Coordinatore della ACD 2: Assistenza
Tecnica, Diagnostica ed Ingegneria),
l’Ing. TIMOSSI (attuale Coordinatore della ACD 3: Certificazione),
la Sig.ra RATTI (prevista Responsabile della funzione “Amministrazione”),
il Dott. MODICA (Consulente amministrativo).
Il Comitato Direttivo prende atto delle
proposte avanzate in occasione dell’incontro preliminare e le approva all’unanimità.
IIS News
I l P re s i d e n t e a f f ro n t a i l p u n t o 4
dell’O.d.G.: Andamento dell’Istituto.
SCASSO presenta il Conto Economico
Riclassificato relativo al mese di Aprile
2010, da cui si evincono risultati leggermente inferiori a quelli corrispondenti e
relativi al Preventivo di Bilancio approvato dal Comitato Direttivo del 30
Aprile 2010. SCASSO presenta inoltre il
prospetto, progressivo al mese di Aprile,
delle ore fatturabili nel 2009 e nel 2010,
nonché delle ore fatturabili dei soli mesi
di Aprile 2009 e 2010. Dal confronto
emerge un rilevante recupero delle ore
fatturabili a partire dal mese di Marzo
2010, dopo la flessione riscontrata nei
mesi di Gennaio e Febbraio. Tale recupero, se mantenuto nel prosieguo dell’esercizio, dovrebbe consentire almeno
il pareggio delle ore fatturabili a Dicembre 2010, nei confronti delle stesse a
Dicembre 2009.
Il Comitato Direttivo prende atto con
soddisfazione.
I l P re s i d e n t e i n t ro d u c e i l p u n t o 5
dell’O.d.G: Attività dei Champion.
SCASSO, in congruenza con la posizione del Vice Presidente Ing. SCOPESI
(attuale Champion per l’Informatica),
rileva che, essendo in via di completamento l’implementazione del Sistema
Informatico Integrato di cui l’Istituto si
è dotato, non risulta ulteriormente
necessaria la corrispondente “Championship”. Appare invece ancora necessaria la “Championship” relativa alla
Sicurezza, a proposito della quale il
Prof. Teresio VALENTE (attuale Champion per la Sicurezza), avrebbe intenzione di proporre, in occasione della
prossima riunione del Comitato Direttivo prevista per il mese di Settembre
2010, un progetto di organizzazione
rivolto sia alla parte “adempimenti
verso il contesto interno” che alla parte
“formazione e supporto tecnico verso il
contesto esterno”.
Il Comitato Direttivo approva all’unanimità.
Il Presidente passa al successivo punto 6
dell’O.d.G: Ratifica delle nuove associazioni e presa d’atto dei Soci dimissionari. SCASSO presenta al Comitato
Direttivo la situazione aggiornata delle
associazioni all’Istituto, riferendo
c he ne l per iodo dal 13/04/2010 al
31/05/2010 è pervenuta 1 richiesta di
associazione, che viene illustrata.
Il Comitato Direttivo all’unanimità
decide di accettare 1 domanda di associazione, in qualità di Socio Individuale. SCASSO riferisce ancora che nel
periodo citato non sono pervenute
dimissioni di Soci Collettivi né di Soci
Individuali.
Il Presidente passa infine al punto 7
dell’O.d.G.: Varie ed eventuali. Non
essendovi argomenti da trattare afferenti
il suddetto punto 7 dell’O.d.G. né altri
punti nell’Ordine del Giorno, il Presidente ringrazia i partecipanti e chiude
la riunione alle ore 13.00.
A Verona e a Modena un importante seminario di supporto alle
imprese “Guida all’applicazione
della norma UNI EN ISO 3834 e
all’ottenimento della certificazione
dell’Istituto Italiano della Saldatura”
Il 29 Giugno a Verona e il 7 Luglio a
Modena l’IIS ha tenuto con successo due
seminari per illustrare alle imprese locali
la corretta applicazione della norma
UNI EN ISO 3834 “Requisiti di qualità
per la saldatura per fusione dei materiali
metallici” ed i vantaggi derivanti dall’ottenimento della certificazione dell’IIS.
A Verona il seminario si è tenuto presso
la sede della società “La Saldatura Srl” Centro di Eccellenza IIS, che ha collaborato attivamente alla sua organizzazione,
mentre a Modena è stata colta l’occasione per utilizzare le modernissime
strutture congressuali di cui dispone la
nuova Unità Distaccata IIS, all’interno
del prestigioso Michelangelo Business
Center. Una sessantina di imprese hanno
globalmente aderito ai due importanti
appuntamenti; in entrambi sono intervenuti come relatori l’Ing. Mauro Scasso,
Segretario Generale IIS, l’Ing. Franco
Lezzi, Responsabile Relazioni Esterne e
Normazione, e il P.I. Silvano D’Agosta,
Ispettore di Certificazione; hanno fatto
gli onori di casa la Sig.ra Maria Grazia
Albertini, Amministratore Responsabile
di “La Saldatura Srl”, a Verona, e il
Geom. Gianni Arleo, Responsabile
dell’Unità Distaccata dell’IIS a Modena.
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Normativa
Tecnica
Problematiche legate ai riferimenti normativi
nelle norme europee
Tutti i fruitori delle norme ormai sanno
che per soddisfare i requisiti di una
norma devono essere soddisfatti anche i
requisiti delle norme in essa richiamate.
Questo in teoria non è un problema.
Lo diventa quando si parla di norme
europee EN ISO cioè di norme internazionali elaborate dall’ ISO che vengono
adottate, in base agli accordi di Vienna,
dal CEN (1).
Essendo la norma EN ISO in origine una
norma ISO, le norme in essa richiamate
sono, in genere, altre norme ISO; ma
come ci si comporta se esistono norme
europee EN equivalenti a quelle internazionali ISO richiamate?
Un esempio: nella norma UNI EN ISO
15614-2:2005 “Specification and qualification of welding procedures for metallic materials - Welding procedure test Part 2: Arc welding of aluminium and its
alloys” in alcuni punti vengono richiamate norme ISO:
• 7.4.3 Bend test
………. for bend testing for butt
joints shall be in accordance with
ISO 5173.
“Nel 2010 la norma ISO 5173 è stata
adottata dal CEN come EN ISO 5173
ed ha sostituito la norma europea
equivalente EN 910 - Destructive
tests on welds in metallic materials Bend tests”
• 7.4.4 Fracture test
……… for fracture test for butt joints
shall be in accordance with ISO
9017.
“Attualmente in Europa esiste una
norma equivalente alla ISO 9017, la
EN 1320 - Destructive tests on welds
in metallic materials - Fracture test”
• 7.4.5 Macroscopic/Microscopic examination
…… shall be prepared and examined
in accordance with ISO 17639 ………
norma equivalente alla ISO 17639, la
EN 1321 - Destructive tests on welds
in metallic materials - Macroscopic
and microscopic examination of
welds”
• 7.5 Acceptance levels
……… if the imperfections in the test
piece are within the specified limits of
level B in EN 30042 ….. The correlation between the quality levels of ISO
10042 and the acceptance levels of
the different NDT techniques are
given in ISO 17635.
(1)
(2)
“In questo caso vengono citate, erroneamente, contemporaneamente, la
EN 30042 e la ISO 10042 che sono
identiche (secondo la vecchia procedura di numerazione la norma EN
30042 è in realtà una norma EN
ISO (2), pubblicata in seguito nel 2005
come EN ISO 10042). La ISO 17635
è stata anch’essa pubblicata nel 2010
come EN ISO 17635)”
• 8.4.6 Heat Input
………. Heat input is calculated in
accordance with ISO/TR 17671-1.
n o r m a e q u i v a l e n t e a l Te c h n i c a l
Report ISO/TR 17671-1, la EN 1011- 1
Welding - Recommendations for
welding of metallic materials - Part 1:
General guidance for arc welding”
Per le norme ISO richiamate che nel
frattempo sono diventate norme EN ISO
non ci sono problemi in quanto la norma
europea mantiene lo stesso numero della
norma ISO ed è obbligatoriamente identica alla norma internazionale; il problema si pone quando coesistono analoghe norme EN, con diversa numerazione, che trattano lo stesso tema.
Riferendoci sempre all’esempio della
EN ISO 15614-2, probabilmente in un
futuro più o meno prossimo il CEN adotterà le norme ISO 9017, ISO 17639 e
Una norma ISO adottata dal CEN senza modifiche mantiene il suo numero (ad esempio ISO 9606-2
diventa EN ISO 9606-2); nel caso, invece, che in sede europea il CEN decida di apportare alcune
modifiche alla norma internazionale a questa verrà attribuita una numerazione EN diversa da quella ISO.
Per un certo periodo le norme ISO recepite dal CEN furono identificate apponendo in testa alla
numerazione originale internazionale, a seconda dei casi, i numeri 20, 2 o 3 (ad esempio la ISO 544
divenne EN 20544; la ISO 4063, EN 24063; la ISO 10042, EN 30042).
Normativa Tecnica
ISO/TR 17671-1 trasformandole in
norme EN ISO ma come ci si deve comportare allo stato attuale?
La domanda non ha una risposta semplice e univoca.
Occorre porci qualche domanda e fare
alcune considerazioni.
Prima di tutto: le norme EN e le norme
ISO sullo stesso argomento sono effettiv a m e n t e e q u i v a l e n t i t r a l o ro ? P e r
saperlo è necessario avere le due norme
e confrontarle. Cosa da poco!
In secondo luogo, l’utente europeo, in
genere, è in possesso della norma EN,
perché dovrebbe acquistare anche la
norma ISO se equivalente? I costi delle
norme non sono così trascurabili.
Inoltre, i laboratori accreditati per
l’esecuzione di prove secondo le norme
EN devono accreditarsi anche per le
norme ISO anche se equivalenti?
E infine, le certificazioni secondo, ad
esempio, la norma EN ISO 15614-2
sono valide se vengono utilizzate le
norme EN al posto delle norme ISO in
riferimento?
A tutte queste domande purtroppo non
c’è attualmente una risposta certa; probabilmente quando il CEN adotterà le
norme ISO avremo un’ univocità di riferimenti.
Allo stato attuale la decisione è lasciata
all’ Ente di certificazione o a coloro che
hanno il compito di redigere ed approvare una specifica tecnica.
Geom. Sergio Giorgi (IIS)
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Dalle
Aziende
Nuovi fili animati ESAB Filarc
PZ6138 per la saldatura in tutte le
posizioni
ESAB ha sviluppato una nuova gamma
di fili animati rutilici per la saldatura in
tutte le posizioni, specialmente adatti
per la saldatura di acciai resistenti alle
basse temperature.
La serie PZ6138 è composta da fili
animati rutilici a basso contenuto di
idrogeno particolarmente adatti per la
saldatura di grossi spessori, con esigenze di buoni valori di resilienza fino a
-60 °C.
La serie si basa sul filo PZ6138, legato
con 0.9% Ni, già largamente utilizzato
da decenni per le costruzioni offshore.
PZ6138 e PZ6138 SR utilizzano miscele
d i A r / C O 2 com e gas di protez ione,
mentre il filo PZ6138S SR viene utilizzato con CO2 pura. I tipi con suffisso SR
forniscono ottime caratteristiche di resilienza a basse temperature, dopo rinvenimento. Tutti i fili PZ6138 offrono
ottime caratteristiche CTOD ed i tipi SR
fino a temperature di -40 °C.
Una caratteristica molto importante è la
buona saldabilità, con un arco dolce e
privo di spruzzi che opera in modalità
spray-arc. È facile ottenere cordoni
piatti con buona penetrazione e buoni
r a c c o rdi c o n i b o rd i d e l g i u n t o .
La scoria è di facile distacco e lascia un
cordone di ottimo aspetto.
Sono assenti i tipici difetti delle saldature in posizione, come mancanza di
fusione e inclusioni di scoria, grazie alla
modalità di operazione in spray-arc.
I fili offrono anche una buona tolleranza
alle imprecisioni di preparazione dei
giunti e si possono effettuare saldature
di alta qualità da un solo lato, con l’utilizzo di backing ceramici.
La formulazione dei fili è studiata per
ottenere una rapida solidificazione della
scoria, che sostiene il bagno di fusione
nelle saldature in posizione, permettendo tassi di deposito ineguagliabili
con la saldatura ad elettrodi o fili pieni.
Il tasso di deposito in saldatura verticale ascendente può arrivare fino a
4 kg/ora (ciclo di lavoro 100%), costituendo così il materiale d’apporto più
altamente produttivo per la saldatura
manuale in questa posizione.
I parametri possono essere ottimizzati
per ogni posizione di saldatura per ottenere la massima produttività, ma con un
valore di cor rente di 230 A si p u ò
operare praticamente in tutte le situazioni.
I valori di idrogeno diffusibile soddisfano le norme di classificazione EN H5
in un’ampia gamma di parametri.
ESAB Saldatura SpA
Via Mattei, 24 - 20010 Mesero (MI)
Tel. 02 979681 - Fax 02 97289300
www.esab.it
Dalle Aziende
A LAMIERA i gas SIAD al servizio
delle macchine a taglio laser Riconfermato successo della
partnership quasi ventennale tra
SIAD ed Ente Fiera
È il 1927 quando SIAD, Società Italiana
Acetilene Derivati, inizia la sua attività
brevettando un nuovo sistema per il trasporto dell’acetilene, capostipite degli
attuali gas industriali, utilizzato a quel
tempo per varie applicazioni, tra cui la
saldatura e il taglio dei metalli. Le premesse di quella che sarà la direzione
futura dell’azienda sono visibili sin
dall’inizio: orientamento al servizio e
saldatura come core business. Oggi
SIAD è tra le maggiori realtà operanti
nel settore dei gas e la sua attività produttiva abbraccia l’intera gamma dei
gas industriali, speciali, medicinali e dei
servizi a essi connessi, estendendosi a
comparti sinergici con quello dei gas.
I settori di attività in cui opera spaziano
dall’industria alimentare all’automotive, dalla chimica alla metallurgia,
dalla lavorazione dei metalli alle applicazioni ambientali e medicali, con innumerevoli campi di applicazione. L’imprinting degli esordi fa tuttavia del
Metal Fabrication uno dei settori di
punta di SIAD, assorbendo una quota
consistente di fatturato aziendale.
Una conferma dell’eccellenza raggiunta
in questo campo è la partnership storica
instaurata sin dagli anni ’80 con la fiera
LAMIERA di Bologna, di cui SIAD è dal
1992 fornitore ufficiale per tutti i gas
utilizzati dagli espositori, sia in rete sia
in bombola.
Svoltasi a Bologna dal 12 al 15 Maggio
col supporto di UCIMU - Sistemi per
Produrre, LAMIERA è tra le maggiori
rassegne fieristiche nel comparto del
taglio laser e della lavorazione della
lamiera in genere, punto d’incontro dei
più grandi produttori a livello mondiale
di macchine laser. Macchine, il cui funzionamento richiede l’impiego dei gas
sia come generanti del fascio laser (gas
laseranti) sia con funzione protettiva del
percorso ottico e della zona prossima
alla lavorazione (gas di assistenza). Si
tratta di gas che devono rispondere a
particolari standard di purezza e qualità
e devono essere erogati prestando particolare attenzione al sistema di distribuzione (pressione, portata, ecc.) per poter
assicurare l’affidabilità delle prestazioni del sistema laser.
Da qui l’importanza della qualità dei
gas erogati in fiera e di una gestione
rigorosa dell’intero processo di distribuzi one e mo vim entaz ione dei gas , a
garanzia dell’efficiente funzionamento
delle macchine durante le prove dimostrative, momento clou del rapporto tra
espositore e visitatore. Proprio l’affidabilità e la professionalità dimostrata da
SIAD in tutte le passate edizioni, ha
spinto l’ente Fiera ad assegnarle anche
quest’anno l’intera gestione del processo di fornitura dei gas. Dal montaggio (e lavaggio con azoto, per eliminare
eventuali impurità) delle tubazioni della
rete di distribuzione all’implementazione in loco di tecnologie per garantire
la corretta pressione e portata del gas,
al servizio di puntuale sostituzione delle
bombole esaurite direttamente alla
postazione dell’espositore, con messa in
pressione, allacciamento e verifica dei
parametri di funzionalità. Tre i tecnici
SIAD costantemente presenti quest’anno
sul campo per monitorare le forniture di
gas e interagire
proattivamente
con gli espositori,
for nendo loro
consulenza e supporto nella soluzione di problemi
di vario genere,
t r a c u i A l f re d o
Malomo, responsabile marketing
Metal Fabrication, e Paolo
Turicchi, responsabile tecnico
della filiale di
Ozzano.
L’erogazione dei gas in fiera avviene
secondo due modalità: i gas di assistenza (principalmente azoto) sono
forniti attraverso le linee di distribuzione in rete e costituiscono circa l’80%
del consumo totale di gas; i gas laser a n t i ( t re d i v e r s i g a s f o r n i t i i n t re
bombole distinte oppure già miscelati in
un’unica bombola) mediante le bombole
trasportate alle postazioni con il carrello in coerenza con i più rigidi standard di sicurezza.
Un serbatoio centrale eroga il gas alle
linee di distribuzione, attraverso l’utilizzo di un carro bombolaio, che forniscono i gas in fase liquida, trasformati
successivamente in forma gassosa ad alta
pressione e poi decompressi con appositi
riduttori tali da poter soddisfare le
diverse specifiche delle varie macchine
presenti. I gas SIAD utilizzati in fiera
sono quelli della linea Stargas e LaserLine, specifici per le lavorazioni dei
metalli. Stargas è una linea di gas puri e
miscele per applicazioni in saldatura,
costituiti da due a quattro componenti,
frutto di oltre 80 anni di ricerca e sinergia
con i clienti ed i costruttori del settore.
La linea LaserLine comprende i gas
laseranti ad altissima purezza (CO 2 ,
azoto ed elio) e i gas di assistenza per il
taglio laser.
Per rifornire le postazioni non coperte
dalla rete, SIAD ha utilizzato il servizio
Flexigas, un innovativo sistema di fornitura dei gas. In questo modo, SIAD ha
potuto far testare a espositori e visitatori
questa nuova modalità di servizio, che
rende più maneggevole, facile e sicura
la gestione del gas e abbina all’alta
qualità la flessibilità nell’erogazione del
prodotto.
Piena soddisfazione per la fiera e per i
servizi offerti da SIAD è stata espressa
dai principali protagonisti della fiera.
Con SIAD er a pres ente anc h e l a
divisione Italargon di SIAD Macchine
Impianti che, specializzata nella progettazione e realizzazione di sistemi per
saldatura, il taglio e la movimentazione,
ha par tecipato a L am ier a c o n u n
proprio stand. In esso, erano funzionanti
sia un robot di saldatura laser in fibra,
impegnato sul telaio di una portiera
auto, sia un’isola multi-robot con robot
di saldatura TIG e di manipolazione.
La stessa Italargon Division è inoltre
intervenuta al convegno tecnico organizzato durante la fiera, nel corso del
Dalle Aziende
quale è stata presentata la memoria:
“Linea flessibile di saldatura e taglio di
virole per cisterne di grosse dimensioni”, con grande apprezzamento da
parte dei partecipanti.
SIAD SpA
Via S. Bernardino, 92 - 24126 Bergamo
Tel. 035 328111 - Fax 035 328318
[email protected]
www.siad.com
NERTAJET HP - CPM 400/450
nuovo impianto plasma per taglio
acciaio al carbonio e inossidabile in
alta qualità
Air Liquide Welding lancia NERTAJET
HP - CPM 400/450. Questo impianto è
d is e g n a to p e r a ppl i c azi oni t agl i o
plasma di lamiere in acciaio al carbonio
e inossidabile, particolarmente adatto ai
settori industriali del taglio dei metalli,
come caldareria, costruzione navale e
ferroviaria, ventilazione e taglio conto
terzi.
Le principali caratteristiche possono
essere riassunte in tre punti:
• Qualità:
- Alta precisione geometrica delle
parti tagliate, incluso fori, su una
ampia gamma di materiali.
- Superficie di taglio ottimale
(rugosità e perpendicolarità).
• Produttività:
- Regolazione automatica dei parametri di taglio per ogni materiale
e spessore.
- Ut i l i z z o d i d i v e r s e v e l o c i t à a
seconda dei particolari da tagliare
in ogni singolo pezzo (bordo o
fori).
- Marcatura del pezzo utilizzando la
s te s s a to rc i a e c onsumabi l i
plasma.
- Maggior velocità di taglio (+35%
per potenza equivalente).
- Spessore massimo di taglio per
qualsiasi materiale pari a 35 mm
con sfondamento in piena lamiera.
- Gestione dell’impianto tramite
controllo numerico HPC dotato di
interfaccia Uomo-Macchina, con
schermo tattile per il comando di
tutte le operazioni.
• Bassi costi operativi:
- Aumento della durata dei consumabili.
- Minor consumo di gas.
- Minor consumo elettrico.
- Saldabilità delle parti tagliate.
In confronto con altre tecnologie plasma,
la torcia CPM 400/450 garantisce notevoli benefici che fanno la differenza:
• Alta capacità di taglio (spessori e
materiali).
• Qualità di taglio range 3-4 in
accordo alla norma ISO 9013.
• Taglio senza bava.
• Maggior produttività grazie a una
maggior velocità di taglio.
• Versatilità del processo (marcatura e
taglio).
• Facile utilizzo grazie alla torcia con
attacco a baionetta e controllo numerico HPC.
• Consumabili di maggior durata.
L’i mpianto NERTAJET H P - CPM
400/450 può essere installato sulle
seguenti macchine da taglio prodotte da
Air Liquide Welding: OPTITOME 15 OXYTOME - PLASMATOME - ALPHATOME - CYBERTOME.
AIR LIQUIDE Welding Italy
Via Torricelli, 15/A - 37135 Verona
Tel. 045 8291511 - Fax 045 8291500
www.airliquidewelding.it
Prodotti e servizi Remasald
Remasald, in oltre 25 anni di attività, ha
scelto la qualità ed il servizio alla clientela per farne i suoi baluardi nella filosofia di crescita.
L’azienda Remasald privilegia da
sempre l’innovazione: investendo in tecnologia, qualità e sicurezza piuttosto
che su risultati economici immediati.
L’ottimo rapporto tra qualità, servizio e
prezzo, derivato da scelte attente e
responsabili, ci ha permesso di conquistare nuovi mercati e di aumentare la
quota di mercato in Italia.
Remasald è specializzata nella produ-
zione e distribuzione di tutto ciò che
riguarda il mondo della saldatura e le
tecnologie collegate.
Remasald si offre come partner ideale
del Vostro business offrendoVi consulenza in relazione alle reali esigenze e
soluzioni personalizzate per la fornitura.
Remasald, con la più avanzata tecnologia italiana e la passione per l’eccellenza, fornisce per ciascun prodotto
tutta la documentazione necessaria al
controllo della qualità e/o alla commercializzazione del medesimo nel mondo
(Garanzia, Certificati di Analisi, Certificati di composizione chimica, Schede di
sicurezza, Manuali multilingua, Disegni
tecnici, ecc…).
Vi invitiamo a consultare il nostro sito
internet (www.remasald.it), registrandoVi per poter scaricare il nostro catalogo e le schede tecniche.
Per maggiori informazioni, non esitate a
contattarci.
La Vostra soddisfazione è la nostra passione.
REMASALD
Via Strada dei Campi, 11
20058 Villasanta (MB)
Tel. 039 2051160 - Fax 039 2051162
[email protected]
www.remasald.it
Nuova versione dei software
Turbonest2010 e NestMaster2010
disponibili da MTC Software by
Hypertherm
MTC Software by Hypertherm ha presentato l’ultima versione del CAM indus tr iale Nes tMas ter 2010 e Tu rb ones t2010 che es eguono ne st i n g e d
ottimizzano i processi di taglio.
Ambedue le nuove versioni 2010 hanno
nuove funzioni e notevoli miglioramenti
che contribuiscono ad una maggiore
facilità di utilizzo e migliore produttività
per utilizzatori di sistemi di taglio
plasma convenzionali ed ossitaglio.
L’evoluzione del Turbonest2010 ha
notevolmente migliorato le caratteristiche del software, alcuni esempi sono:
• Rallentamenti nell’esecuzione dei
fori
• Rampe di accelerazione e decelerazione ad inizio e fine taglio
• Posizionamento dell’attacco/uscita
su tracciato interno (foro/asola)
Dalle Aziende
• Gestione automatica del controllo di
altezza.
Anche il software NestMaster2010 è
stato notevolmente modificato migliorando sostanzialmente il prodotto come
segue:
• Programma di taglio per singolo
pezzo
• Migliore importazione di file CAD.
Oltre a questi esempi di nuove funzioni
sono state implemetate le caratteristiche
standard di entrambi i prodotti.
Tony Dee, il direttore commerciale per
l’Europa di MTC Software by Hypertherm, ha così commentato: “Le nuove
versioni di NestMaster e TurboNest
hanno ricevuto notevoli miglioramenti
per l’utilizzo su impianti di taglio
plasma ed ossitaglio.
Il software TurboNest per il taglio di
acciaio al carbonio ed acciaio inossidabile dà finalmente la possibilità di
provare sia l’efficacia nell’esecuzione di
fori che nella gestione del controllo di
altezza. È stato quindi raggiunto l’obiettivo di migliorare la qualità nell’esecuzione dei fori con il nostro software di
livello intermedio.
Per gli utilizzatori che non necessitano di
una notevole qualità nell’esecuzione dei
fori esiste anche il software NestMaster
che rappresenta la soluzione base per
sistemi di taglio plasma ed ossitaglio”.
I Software MTC by Hypertherm sono da
sempre un sicuro punto di riferimento
per l’utilizzo sia per sistemi di taglio
plasma che laser, waterjet, punzonatrici
e macchine combinate.
È inoltre noto che MTC Software by
Hy p e r th e r m è r ic o n osc i ut a pe r l a
qualità dei suoi prodotti, facilità di utilizzo, efficacia nel nesting, nei processi
di taglio nonché nel supporto tecnico.
HYPERTHERM EUROPE B.V.
Vaartveld, 9
4704 SE ROOSENDAAL (Olanda)
Tel. +31 (0)165 596932
Fax +31 (0)165 596901
www.hypertherm.com/eu
Un laboratorio prove materiali di
competenze e di qualità privato
ed indipendente per l’industria e
l’edilizia
Quasi quarant’anni di esperienza al servizio di competenze e di qualità: queste
le credenziali di Omeco srl, uno dei più
importanti e noti laboratori di prova sui
materiali in Italia, privato ed indipendente. Partner affidabile per le società
che richiedono prove su materiali, tarature di strumenti, verifiche di conformità
di prodotti, servizi d’indagine, verifiche
di impianti (sia in Italia che all’estero) e
formazione del personale. Omeco srl è
accreditata secondo la normativa UNI
CEI EN ISO/IEC 17025 da ACCREDIA
(ex SINAL) n. 0003 (l’Ente italiano di
Accreditamento), unico ente in Italia
riconosciuto a livello europeo ed extraeuropeo.
L’accreditamento riguarda l’esecuzione
di circa 120 prove su materiali plastici metallici - da costruzione (in sede e fuori
sede), quale verifica della competenza
tecnica e dell’attuazione di un Sistema
di Qual i t à. È Centro di tar atur a
ACCREDIA (ex SIT) n. 90 per tarature
con riferibilità ai campioni riconosciuti
di svariate tipologie di strumenti di
mi sura u tiliz z ati per prove s u
prodotti/materiali.
L’accreditamento garantisce ai propri
Clienti (PMI dei settori meccanico
/petrolchimico/siderurgico - imprese
edili - enti pubblici - gestori di impianti
petrolchimici/energetici /trasporti - enti
ispettivi e di certificazione - collaudi) la
competenza tecnica dei servizi forniti,
oltre che assicurare la qualità dei risultati delle prove e/o tarature.
Omeco srl opera oltre che come laboratorio di prove, come Centro di esami
CICPND n. 002/E (Centro Italiano di
coordinamento alle Prove non Distruttive) ed è autorizzato dal Ministero delle
Infrastrutture e Trasporti ad effettuare
prove sui materiali da costruzione ed a
rilasciare i relativi certificati secondo la
legge n. 1086/71.
Collabora con gli Enti di Certificazione
ed Ispezione per le prove sui materiali
da costruzione per marchio CE (Direttiva europea 89/106/CE).
Azienda in crescita esponenziale per il
suo ruolo fondamentale negli sviluppi
imprenditoriali dell’industria nazionale
e, soprattutto, nelle sue capacità, riconosciute, di soddisfare la propria clientela con risposte qualitativamente esaurienti e dinamicamente tempestive.
Tipologia di attività
Esecuzione di prove su materiali e componenti per conto terzi in conformità a
normative europee ed internazionali:
• prove meccaniche, tecnologiche ed
estensimetriche;
• qualifica dei procedimenti di saldatura e dei saldatori;
• analisi e repliche metallografiche,
ricerca delle cause di rottura e di corrosione, determinazione della vita
residua di impianti;
• controlli non distruttivi sull’acciaio
(ultrasuoni, radiografia, magnetoscopia, liquidi penetranti, prove di
tenuta, esame visivo), indagini con
correnti indotte, endoscopia con
videoregistrazione, controlli spessimetrici, misurazione della rugosità;
• analisi chimiche sull’acciaio anche
in campo e prove di corrosione;
• prove su materiali da costruzione
(secondo D.M. 09/01/1996, D.M.
14/09/2005 e D.M. 14/01/2008 rif.
Legge 1086);
• prove di tenuta e di scoppio;
• prove funzionali su componenti;
• taratura strumenti e controlli dimensionali;
• collaudo di materiali alla presenza di
enti ispettivi nazionali ed esteri;
• formazione del personale (Controlli
non distruttivi - Metallurgia - Prove
meccaniche - Metrologia - Corrosione - Saldatura). Stage e corsi personalizzati.
OMECO Srl
Via Monviso, 56 - 20052 Monza
Tel. 039 748983 - Fax 039 736433
[email protected]
www.omecosrl.it
In occasione del ventesimo
compleanno Maeg Costruzioni Spa
lancia il nuovo web site:
www.maegspa.com
Una Spa moderna che apre un’efficace
ed accattivante porta sul web, uno
spazio virtuale per raccontare 20 anni
di successi, attraverso foto professionali, video e schede tecniche di costru-
Dalle Aziende
zioni realizzate o in corso d’opera. È
questa la storia di www.maegspa.com, il
nuovo sito web di Maeg Costruzioni
Spa, società di spicco nel settore della
progettazione, fornitura e posa in opera
di carpenteria metallica media e
pesante.
Nata in provincia di Treviso, Maeg oggi
è un azienda solida e in espansione,
dotata di quattro stabilimenti, con
superficie produttiva di 100.000 mq e
tecnologie all’avanguardia, una garanzia di qualità e professionalità confermate anche da numerose certificazioni
quali la UNI EN ISO 9001-2008,
UNI EN ISO 3834-2 e l’ EURO SOA.
Design accattivante, form snelli e intuitivi, impostazione semplice e chiara,
aggiornamenti continui, immagini e
video contraddistinguono questo dinamico website messo online in occasione
del ventesimo compleanno di Maeg.
Caratterizzato da una grafica chiara,
www.maegspa.com punta sull’utilizzo
dei colori aziendali e sulle immagini per
accompagnare le scelte di navigazione
attraverso cinque sezioni principali:
Azienda; Certificazioni; Lavorazione;
Realizzazioni; Contatti.
Nello specifico la sezione “Realizzazio n i” c o n s e n te di v i sual i zzare l a
maggior parte delle opere costruite da
Maeg dal 1989 ad oggi.
Ponti e viadotti ferroviari e stradali,
edifici industriali, edifici civili, strutture
per macchine e lavori in corso d’opera
sono al momento la tipologia di medie e
grandi costruzioni realizzate sia in Italia
che all’estero. Nel nuovo web site ogni
ope ra è pres entata da una s cheda
tecnico-descrittiva abbinata ad una
gallery di immagini.
Online inoltre, a conferma di un’ottica
lavorativa fondata sulla trasparenza,
disponibile per tutti gli utenti l’ultimo
bilancio aziendale, affiancato dal form
contatti e dalla sezione lavora con noi,
che danno la possibilità di dialogare in
modo diretto e rapido con l’azienda.
Infine, ad ulteriore dimostrazione dell’attenzione continua per il mercato
estero, il sito è consultabile in tre lingue,
italiano, inglese e francese. Un click e…
Buona navigazione a tutti!
MAEG COSTRUZIONI Spa
Via G. Toniolo, 40
31028 Vazzola (TV)
Tel. 0438 441558
Fax 0438 441537
[email protected]
www.maegspa.com
Cordioli e il nuovo Centro Congressi
“La Nuvola”
La Cordioli & C. S.p.A., azienda del
Gruppo Industriale Tosoni, opera in
un’area complessiva di 110.000 mq. con
un moderno stabilimento di produzione
inaugurato nel 1995. L’azienda con i
suoi 160 addetti, che sviluppa una capacità produttiva di 3.500 t/mese di strutture in acciaio, è certificata secondo le
normative ISO 9001 e dall’Istituto Italiano della Saldatura per la saldatura
autom atica ad arco s om m e rso , i n
semiautomatico a filo pieno e animato,
su tutti gli spessori per tutti i tipi di
giunto su acciai appartenenti al gruppo
1 - UNI EN 10025:2005. È inoltre certificata secondo le normative ISO 3834-2,
dispone di figure professionali certificate ed abilitate dal CIC PND (Centro
Italiano Coordinamento Prove Non
Distruttive) e dall’ ASNT (American
Society For Non Destructive Testing)
per le prove ad ultrasuoni, con liquidi
penetranti e magnetoscopiche, oltre ad
alcuni dipendenti con diploma di “International Welding Inspector”, di “International Welding Engineer” rilasciato
dall’IIW (International Institute of
Welding) e di “Certified Coating Inspector Nace” level 2.
La Cordioli & C S.p.A., oltre allo staff
del comparto produttivo, dispone di un
ampio gruppo di Ingegneri Strutturali
dedicati alla progettazione esecutiva
delle strutture metalliche per offrire sicurezza ed ottimizzazione delle strutture di
ogni opera costruita. L’Engineering
Department è assistito dal Design
Department nella traduzione in progetto
esecutivo delle valutazioni strutturali e
redige i disegni costruttivi di officina e
predispone i file per le macchine a controllo numerico. L’azienda dispone
anche di un Erection Engineering Department che offre la propria assistenza
lungo tutto l’iter del progetto a partire
dall’analisi di fattibilità nella fase commerciale di acquisizione delle commesse
fino al controllo costante in cantiere di
tutte le fasi operative di montaggio.
Quanto premesso sottintende la capacità
di affrontare le più ardite sfide costruttive, una di queste è senz’altro costituita
dal Nuovo Centro Congressi EUR a
Roma, uno dei cantieri edili più grandi
d’Europa. Per dare un ordine di grandezza le dimensioni dell’edificio sono di
circa 12.000 metri quadrati e il peso
Dalle Aziende
complessivo delle sole strutture in
acciaio è di quasi 20.000 tonnellate.
Il concorso internazionale di progettazione è stato vinto dall’architetto Massimiliano Fuksas. Il progetto è caratterizzato ed evocato ai più per la peculiare
morfologia della sua parte a forma di
nuvola che insisterà su una superficie di
circa diecimila metri quadrati ed accoglierà un grande auditorio, sale riunioni, una serie di funzioni commerciali
e di servizio indispensabili per il completamento funzionale dell’edificio.
Il complesso del Nuovo Centro Congressi è costituito da una parte interrata,
in cui si trovano l’autorimessa, uno
spazio funzionale e uno spazio di servizio e da una parte in elevazione costituita dalla teca e dalla nuvola in cui si
trova l’auditorio da 1.850 posti.
L’esigenza funzionale di flessibilità degli
spazi interni della parte interrata, insieme
all’aspetto architettonico, hanno fatto sì
che l’impiego dell’acciaio sia stata la
naturale risposta materica per le grandi
strutture dell’edificio. Questa scelta, per
altro indicata fin dalle fasi iniziali di progetto, ha permesso sia di limitare gli
ingombri delle strutture nonostante le
grandi luci libere fra un appoggio e
l’altro che di dare una risposta ai parametri estetici cercati dal progettista.
Le strutture, che sostengono il grande
solaio di circa sessanta per centosettanta metri, sono costituite da un impalcato sostenuto da travi principali reticolari in sezione mista acciaiocalcestruzzo di luce pari a sessantatre
metri. L’orditura primaria è una
sequenza di travi reticolari parallele
semplicemente appoggiate, che misurano circa tre metri in altezza al netto
della soletta in calcestruzzo armato.
Le briglie superiori e inferiori delle travi
reticolari sono elementi strutturali detti
“pi-greco” ingegnerizzati e realizzati
nello stabilimento Cordioli & C. di
Valeggio sul Mincio (VR). La piattabanda e le due anime, ad essa perpendicolari, vengono tagliate e saldate a macchina, in modo da formare una sezione
dalla geometria che allude alla sagoma
della lettera dell’alfabeto greco π. L’orditura secondaria e terziaria sono invece
realizzate con profili commerciali.
Lo scheletro della teca, il grande parallelepipedo in acciaio e vetro che conterrà “la nuvola”, è composto da sei
macro telai strutturali di tipo Vierendeel.
Le colonne sono realizzate con travi a
cassone, elementi scatolari chiusi, a
sezione quadrata 500x500 millimetri
composte mediante la saldatura di
lamiere di spessori che variano in funzione delle caratteristiche di sollecitazione locali. Le travi trasversali della
struttura di copertura sono di due tipologie: Vierendeel sui fronti perimetrali e
reticolari sugli altri allineamenti.
In entrambi i casi gli elementi strutturali
delle briglie inferiori, superiori e dei
diagonali sono realizzati con scatolari.
Le travi longitudinali, anche in questo
caso realizzate con elementi scatolari
500x500 millimetri, collegano in
sommità i telai strutturali; hanno una
configurazione mista per cui nei campi
centrali si comportano come Vierendeel
e nei campi vicini agli appoggi come
travi reticolari. Per renderli i più leggeri
possibile, i diagonali nei campi d’appoggio sono stati realizzati con barre ad alto
snervamento. L’orditura secondaria, che
sostiene gli arcarecci su cui poggia la
copertura, è stata realizzata con travi
reticolari in profili commerciali e collegati mediante unioni bullonate. All’interno della teca ci sarà la nuvola, anche
in questo caso la struttura è in acciaio;
grandi travature reticolari costituiranno
lo scafo di supporto ai solai di calpestio,
mentre le strutture di copertura saranno
realizzate con una maglia di piatti pantografati accoppiati sui quali insisterà
un’orditura di supporto per il leggero
involucro a forma di nuvola.
CORDIOLI & C. SpA
Via del Lavoro, 1
37067 Valeggio sul Mincio (VR)
Tel. 045 7950277 - Fax 045 7950644
[email protected]
www.cordioli.com
Sigma, tecnologia e professionalità
vincente!
Finalmente la tecnologia incontra la
professionalità!
Il riferimento è alla partnership nata tra
Yaskawa Italia srl e Sigma International
s.r.l. per la promozione della linea di
Robot Motoman per le applicazioni di
saldatura e taglio: MIG-MAG, TIG,
puntatura e plasma nelle province di
Bergamo e Brescia.
Sigma International s.r.l. ha iniziato la
sua attività nel 1984 e da subito si è contraddistinta sul mercato nella proposta
di utensileria, prodotti siderurgici, macchine utensili e attrezzature fino ad
acquisire una specializzazione tale che,
grazie all’esperienza maturata negli
anni, l’ha resa un punto di riferimento
per tutte le aziende che effettuano lavorazioni di saldatura e taglio.
L’attività è strutturata secondo un
Sistema di Gestione della Qualità
UNI EN ISO 9001:2008 certificato
dall’Istituto Italiano della Saldatura
sulle cui basi sono implementate tutte le
procedure lavorative nelle diverse aree
aziendali: riparazione e collaudo della
saldatrici, gestione della documentazione tecnica, formazione del personale
preposto alla saldatura e gestione delle
emissioni in atmosfera.
Sigma International sceglie con competenza e accuratezza i migliori prodotti
dei marchi rappresentati proponendo ai
propri clienti qualità e affidabilità al
giusto prezzo.
Yaskawa è certamente un marchio che
non ha bisogno di presentazioni, una
posizione da leader mondiale come
azienda costruttrice di robot per tutte le
applicazioni dell’industria: manipolazione, verniciatura, saldatura, piegatura, palletizzazione, sono solo alcune
delle più conosciute lavorazioni che
hanno potuto utilizzare il prodotto
Motoman per migliorare la produttività
e la qualità.
La dinamica organizzazione commerciale di Sigma International servirà per
cercare nuovi utilizzatori in queste province e per dare la possibilità alle
aziende che già utilizzano da anni il prodotto Motoman la possibilità di rinnovare i propri impianti con le nuove versioni recentemente introdotte in gamma.
I nuovi modelli sono VA1400, primo
robot a sette assi indicato per saldatura,
con polso cavo.
Tutta la serie di Robot si basa su una
tecnologia sviluppata interamente da
Yaskawa, che ha il vantaggio di avere
anche una gamma di posizionatori e
Dalle Aziende
robot integrati e dedicati alla saldatura.
Per vedere da vicino queste novità le
aziende interessate potranno approfittare delle due giornate organizzate per il
24 Settembre a Brescia (Castenedolo) e
per l’1 Ottobre a Bergamo (Pedrengo)
dove sarà possibile visionare il meglio
della tecnologia applicata alla saldatura in tutti i suoi principali procedimenti.
SIGMA INTERNATIONAL s.r.l.
Via Mazzini, 2/A - 24066 Pedrengo (BG)
Tel. 035 669665 - Fax 035 661210
[email protected]
Filiale di BRESCIA
Via dei Ponticelli, 117
25014 Castenedolo (BS)
Tel. 030 398148
[email protected]
www.sigmainternational.it
Impianti Messer taglio lamiera
Nel rispetto della tradizione Messer
Cutting e Welding, società del Gruppo
Messer, presenta ulteriori aggiornamenti sull’intera gamma di prodotti.
La continua ricerca e lo sviluppo di
nuove soluzioni permettono di mantenere la leadership nei sistemi di taglio
per i grossi centri di servizio lamiera
inserendo nella gamma anche sistemi
più semplici per le piccole-medie
imprese.
La gamma “Multitherm ECO” permette
a qualsiasi azienda di portare al suo
interno le lavorazioni sia ossitaglio che
pl asma con un ottim o r appor to
qualità/prezzo mantenendo un alta
qualità di taglio e prestazioni superiori
alla norma.
Le serie “Multitherm” ed “Omnimat”
coprono l’intera gamma di lavorazioni a
seconda delle tecnologie applicate al
portale. Tra le lavorazioni più richieste
quella per lo smusso sagomato del
profilo di taglio, sia plasma che ossita-
glio, è entrata a
tutti gli effetti tra
le applicazioni
fornite regolarmente
dalla
nostra società al
cliente finale
(settore navale eolico - p ro d u zione energetica).
La bontà dei prodotti è riconosciuta e testata
anche dalle più
grandi realtà produttive che li
sfruttano su più turni di lavoro. La possibilità di inserire un’unità di foratura
meccanica (con o senza cambio automatico degli utensili) è molto richiesta ed
apprezzata dal mercato, oltre che per
realizzare piastre e pezzi forati a misura,
anche per eseguire pre-fori su grossi
spessori di acciaio al carbonio per l’ossitaglio e sull’acciaio inossidabile abbinato al taglio plasma.
MESSER GRIESHEIM Saldatura Srl
Piazzale Stefano Turr, 5 - 20149 Milano
Tel. 02 3655670.0 - Fax 02 3655670.8
[email protected]
www.messer.it
Soluzioni accurate per un mercato
in continua evoluzione.
Per Rivoira le richieste di ogni singolo cliente diventano
una sfida: progettiamo e proponiamo la soluzione su
misura, in base alle specifiche esigenze produttive e
di processo.
LaserStar™: la nostra linea di prodotti si conforma
perfettamente ai più elevati standard di qualità richiesti
dai principali costruttori di impianti laser e plasma.
StarGas™: saldare è un’arte e, per questo, mettiamo a
vostra disposizione le nostre migliori miscele, realizzate
in collaborazione con il nostro Laboratorio di Sviluppo
e Ricerca, per scegliere quella più adatta alle vostre
esigenze.
Impiantistica: per Rivoira “sicurezza” è la parola
d’ordine; la nostra missione è assicurarla con tutta la
flessibilità di cui il cliente ha bisogno, grazie a soluzioni
sempre altamente personalizzate.
Rivoira S.p.A. - Gruppo Praxair
Tel. 199.133.133* - Fax 800.849.428
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* il costo della chiamata è determinato dall’operatore utilizzato.
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a sostegno della vostra crescita.
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Bologna 11 novembre 2010
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Notiziario
Letteratura Tecnica
Chemical Engineering Dynamics An Introduction to Modelling and
Computer Simulation - Includes
CD-ROM
I n g h a m J . , D u n nl J ., He i nzl e E .,
Prenosil J.E., Snape J.B., Weinheim
( G e r m a n ia ) 2 0 07, 170x 245 mm,
640 pagine, ISBN: 978-3-527-31678-6,
€ 235,80
La pubblicazione,
attraverso un’ottimale combinazione
di teoria di base
della modellazione
dei processi chimici
ed esempi pratici di
applicazioni di
simulazione assistita
da computer, guida verso una chiara ed
esplicativa comprensione dei processi
alla base dell’ingegneria chimica e della
loro dinamica.
I molteplici esempi proposti mostrano
più o meno semplici procedure di
modellazione chimica alla base di un
ampio spettro applicativo nell’ambito
dell’ingegneria di processo.
La pubblicazione è basata sull’utilizzo
di personal computer come parte integrante del percorso esplicativo. Il linguaggio BERKELEY-MADONNA, sviluppato presso l’Università della
California, è utilizzato per la simula-
zione di processo. Numerosi sono gli
esempi applicativi con implicazioni correlate alla sicurezza dei reattori chimici,
al controllo di processo e alla modellazione di sistemi nell’ambito dell’ingegneria ambientale. Il libro è sviluppato
attraverso una prima parte che descrive i
principi di base della modellazione dei
processi chimici ed una seconda parte
inerente i principi e i metodi di simulazione con molteplici esempi applicativi
di modellazione assistita da personal
computer.
La notevole esperienza degli Autori
nell’ambito della ricerca, dell’insegnamento e dell’industria si riflette in una
presentazione degli argomenti trattati
assai bilanciata e utile sia in ambito accademico a studenti ed insegnanti, che in
ambito industriale a chimici ed ingegneri.
John Wiley & Sons Ltd, 1 Oldlands Way
Bognor Regis, West Sussex, PO22 9SA
(Inghilterra).
Fax: +44 (0) 1243 843303
http://eu.wiley.com
Codici e Norme
UNI EN 1515-4 - Flange e loro giunzioni - Bulloneria - Parte 4: Selezione
della bulloneria per le attrezzature soggette alla Direttiva Attrezzature a Pressione 97/23/CE (2010).
UNI EN 1991-1-4 - Eurocodice 1 Azioni sulle strutture - Parte 1-4: Azioni
in generale - Azioni del vento (2010).
UNI EN ISO 3738-1 - Metalli duri Prova di durezza Rockwell (scala A) Parte 1: Metodo di prova (2010).
UNI EN ISO 4063 - Saldatura e tecniche affini - Nomenclatura dei processi e
relativa codificazione numerica (2010).
UNI EN ISO 9539 - Apparecchiature
per saldatura a gas - Materiali per le
apparecchiature utilizzate nella saldatura
a gas, nel taglio e nei procedimenti connessi (2010).
UNI EN ISO 9445-1 - Acciai inossidabili laminati a freddo in continuo - Tolleranze sulle dimensioni e sulla forma Parte 1: Nastri e lamiere (2010).
Italia
UNI EN ISO 9445-2 - Acciai inossidabili laminati a freddo in continuo - Tolleranze sulle dimensioni e sulla forma Parte 2: Bandelle e nastri larghi (2010).
UNI EN 1330-4 - Prove non distruttive Terminologia - Parte 4: Termini utilizzati nel controllo con ultrasuoni (2010).
UNI EN ISO 12706 - Prove non distruttive - Controllo con liquidi penetranti Vocabolario (2010).
Norme nazionali
Notiziario
UNI EN 12817 - Attrezzature e accessori per GPL - Ispezione e riqualifica dei
serbatoi per gas di petrolio liquefatti
(GPL) di capacità geometrica minore o
uguale a 13 m3 (2010).
UNI EN 12819 - Attrezzature e accessori per GPL - Ispezione e riqualifica di
serbatoi per gas di petrolio liquefatti
(GPL) di capacità geometrica maggiore
di 13 m3 (2010).
UNI EN 13121-3 - Serbatoi e contenitori di materie plastiche rinforzate con
fibre di vetro (PRFV) per utilizzi fuori
terra - Parte 3: Progettazione e lavorazione (2010).
UNI EN ISO 15011-1 - Salute e sicurezza nella saldatura e nelle tecniche
affini - Metodo di laboratorio per il campionamento dei fumi e dei gas - Parte 1:
Determinazione del tasso di emissione
dei fumi generati dalla saldatura ad arco
e captazione dei fumi per l’analisi
(2010).
del monossido di carbonio (CO), dell’anidride carbonica (CO2), del monossido e del biossido di azoto (NO, NO2),
generati dalla saldatura ad arco, dal
taglio e dalla scriccatura (2010).
dell’ozono generato dalla saldatura ad
arco (2010).
UNI EN ISO 17635 - Controllo non
distruttivo delle saldature - Regole generali per i materiali metallici (2010).
distruttivo delle saldature - Controllo
con particelle magnetiche (2010).
UNI EN ISO 18592 - Saldatura a resistenza - Prove distruttive delle saldature
- Metodo per la prova di fatica di saggi
saldati a punti multipli (2010).
delle saldature mediante liquidi penetranti - Livelli di accettabilità (2010).
ASTM E1823 - Standard terminology
relating to fatigue and fracture testing
(2010).
con particelle magnetiche delle saldature
- Livelli di accettabilità (2010).
AWS A3.0M/A3.0 - Standard welding
terms and definitions; including terms
for adhesive bonding, brazing, soldering, thermal cutting, and thermal spraying (2010).
USA
NACE 1E100 - Engineering symbols
related to cathodic protection (2010).
API TR 755-1 - Technical support document for ANSI/API RP 755, fatigue risk
management systems for personnel in
the refining and petrochemical industries (2010).
NACE SP0472 - Methods and controls
to prevent in-service environmental
cracking of carbon steel weldments in
corrosive petroleum refining environments (2010).
ASME B31.8 - Gas transmission and
distribution piping systems (2010).
Norme europee
ASME B31.8S - Managing system
integrity of gas pipelines (2010).
EN
ASME B31T - Standard toughness
requirements for piping (2010).
ASTM A325 - Standard specification
for structural bolts, steel, heat treated,
120/105 KSI minimum tensile strength
(2010).
ASTM A105/A105M - Standard specification for carbon steel forgings for
piping applications (2010).
ASTM A182/A182M - Standard specification for forged or rolled alloy and
stainless steel pipe flanges, forged fittings, and valves and parts for high-temperature service (2010).
for structural bolts, alloy steel, heat
treated, 150 KSI minimum tensile
strength (2010).
ASTM A1031/A1031M - Standard
specification for steel, sheet and strip,
heavy-thickness coils, alloy, drawing
steel and structural steel, hot-rolled
(2010).
for t e st c oupons for s teel cas tings
(2010).
EN ISO 4499-1 - Hardmetals - Metallographic determination of microstructure
- Part 1: Photomicrographs and description (2010).
EN ISO 4499-2 - Hardmetals - Metallographic determination of microstructure
- Part 2: Measurement of WC grain size
(2010).
Norme internazionali
ISO
ISO 11130 - Corrosion of metals and
alloys - Alternate immersion test in salt
solution (2010).
ISO 13263 - Thermoplastics piping
systems for non-pressure underground
drainage and sewerage - Thermoplastics
fittings - Test method for impact strength
(2010).
ISO 15653 - Metallic materials Method of test for the determination of
quasistatic fracture toughness of welds
(2010).
ISO 17672 - Brazing - Filler metals
(2010).
Notiziario
Corsi IIS
Luogo
Genova
Data
20-21/9/2010
Titolo
Corso teorico-pratico di incollaggio di tubi e/o raccordi di PVCC, PVC-U o di ABS per la qualificazione secondo UNI 11242
Ore
16
Legnano (MI)
20-23/9/2010
Corso teorico-pratico di saldatura di tubi e/o raccordi di PE per il
convogliamento di gas, acqua ed altri fluidi (UNI 9737)
--
Genova
20-24/9/2010
Corso di ricertificazione approvato dall’ESA per Istruttore /
Esaminatore (CAT 1)
36
Genova
20-24/9/2010
Corso per International Welding Technologist - Parte III Progettazione e calcolo
--
Genova
20-24/9/2010
13-14/12/2010
Corso per International Welding Engineer - Parte III Progettazione e calcolo
--
Messina
27-30/9/2010
--
Roma
27-30/9/2010
--
Legnano (MI)
28-29/9/2010
Corso avanzato - Meccanica della frattura
16
Ottobre-Dicembre Corso modulare per la qualificazione ad International Welding
2010
Inspector - Comprehensive - Tecnologia della saldatura
--
Mogliano Veneto
(TV)
Comun Nuovo
(BG)
Ottobre 2010 Febbraio 2011
Corso per International Welding Technologist - Parti I e II
(Corso di Specializzazione)
--
Comun Nuovo
(BG)
Ottobre 2010 Febbraio 2011
Corso per International Welding Engineer - Parti I e II
(Corso di Specializzazione)
--
Legnano (MI)
4-8/10/2010
Corso celere in saldatura
32
Priolo (SR)
5-7/10/2010
Corso avanzato - Fitness for service
24
Legnano (MI)
11-13/10/2010
Corso sulla saldatura dei tondini per cemento armato - Livello
Specialist - Modulo Base
20
Mogliano Veneto
(TV)
11-13/10/2010
Progettazione, fabbricazione e collaudo di apparecchi e sistemi
di tubazione di PRFV
24
Genova
11-15/10/2010
Corso per International Welding Practitioner - Parte II
--
Legnano (MI)
11-15/10/2010
Corso per International Welding Specialist - Parte II
--
Genova
11-15/10 e
8-12/11/2010
Corso di qualificazione sui trattamenti termici dei giunti saldati Livello Comprehensive
63
Legnano (MI)
13-15/10/2010
Corso sulla saldatura dei tondini per cemento armato – Livello
Specialist – Modulo Saldatura di tondini per cemento armato
20
Genova
18-21/10/2010
--
Genova
18-22/10/2010
Corso sulla saldatura in elettronica in accordo agli standard IPC
– Certified IPC Trainer (CIT) IPC-A-610
36
Organizzatore
Istituto Italiano della Saldatura - Divisione FOR
Tel. 010 8341371 - Fax 010 8367780 - [email protected]
Notiziario
Corsi IIS (segue)
Luogo
Data
Titolo
Ore
Genova
18-22/10/2010
15-19/11/2010
Corso per International Welding Technologist - Parte III Fabbricazione
Genova
18-22/10 e
22-26/11/2010
Corso avanzato - Ispettore di impianto
Genova
18-22/10/2010
15-19/11/2010
14-17/12/2010
Corso per International Welding Engineer - Parte III Fabbricazione
--
Genova
25-29/10/2010
Corso avanzato - Saldabilità delle leghe metalliche
32
Genova
25-29/10/2010
Corso sulla saldatura in elettronica in accordo agli standard IPC
- Certified IPC Trainer (CIT) IPC-7711 / 7721
36
Genova
3-4/11/2010
Corso avanzato - Failure analysis
16
Genova
8-10/11/2010
Corso sull’applicazione dei sistemi di gestione per la qualità in
saldatura ISO 9001
24
Roma
8-11/11/2010
--
Legnano (MI)
8-12/11/2010
Corso per International Welding Specialist - Parte III Tecnologia della saldatura
--
Genova
8-12/11/2010
Corso di qualificazione e certificazione nella saldatura in elettronica approvato dall’ESA per Operatore (CAT. 3) per tecnologia a
“foro passante” in accordo alla Specifica ECSS-Q-ST-70-08
36
Corso di qualificazione e certificazione nella saldatura in elettronica approvato dall’ESA per Ispettore (CAT. 2) per tecnologia a
“foro passante” in accordo alla Specifica ECSS-Q-ST-70-08
36
Corso di ricertificazione approvato dall’ESA per
Operatore/Ispettore per tecnologia a “foro passante” in accordo
alla Specifica ECSS-Q-ST-70-08
16
Corso di ricertificazione approvato dall’ESA per Operatore/
Ispettore per tecnologia SMT in accordo alla Specifica
ECSS-Q-ST-70-38
16
Genova
Genova
Genova
8-12/11/2010
9-10/11/2010
11-12/11/2010
-64
Genova
11-12/11/2010
Corso sull’applicazione dei sistemi di gestione del processo
speciale saldatura EN ISO 3834
16
Genova
15-16/11/2010
Corso per International Welding Practitioner - Parte III Tecnologia della saldatura
--
Genova
15-18/11/2010
--
Messina
15-18/11/2010
--
Legnano (MI)
15-19/11/2010
Corso per Laser Welding Engineer
32
Genova
15-19/11/2010
Corso di qualificazione e certificazione nella saldatura in
elettronica approvato dall’ESA per Operatore (CAT. 3) per
tecnologia SMT in accordo alla Specifica ECSS-Q-ST-70-38
36 (*)
Corso di qualificazione e certificazione nella saldatura in
elettronica approvato dall’ESA per Ispettore (CAT. 2) per
tecnologia SMT in accordo alla Specifica ECSS-Q-ST-70-38
36 (*)
Genova
Genova
15-19/11/2010
16-17/11/2010
Corso per International Welding Practitioner - Parte III Metallurgia e saldabilità
Organizzatore
--
(*) Si tratta del totale delle ore per coloro che non abbiano già frequentato il corso da Operatore e/o Ispettore in accordo allo Standard ECSS-Q-ST-70-08. Per coloro in possesso di
tale certificato il corso può essere ridotto fino alla durata di 24 ore.
Notiziario
Corsi IIS (segue)
Luogo
Data
Titolo
Ore
Genova
18-19/11/2010
Corso per International Welding Practitioner - Parte III Progettazione e calcolo
--
Genova
18-19/11/2010
Corso sull’applicazione dei sistemi di gestione ambientale ISO
14001
16
Mogliano Veneto
(TV)
22-25/11/2010
--
Legnano (MI)
22-25/11/2010
--
Genova
22-26/11/2010
Corso per International Welding Technologist - Parte III Metallurgia e saldabilità
--
Genova
22-26/11 e
29/11-1/12/2010
Corso per International Welding Engineer - Parte III Metallurgia e saldabilità
--
Sicurezza e prevenzione degli infortuni in saldatura - Corso
avanzato per responsabili della sicurezza
16
Mogliano Veneto
(TV)
23-24/11/2010
Genova
29/11-3/12/2010
Corso di qualificazione sui trattamenti termici dei giunti saldati Livello Basic
45
Genova
29/11-3/12/2010
Corso celere in saldatura
32
Organizzatore
Corsi di qualificazione per personale addetto alle PND di livello 1, 2 e 3
Esame visivo (VT)
Legnano (MI)
29-30/9/2010
Modulo Specifico Saldatura per livello 2 UNI EN 473/ISO 9712
12
Mogliano
Veneto (TV)
6-7/10/2010
Modulo di Base per livello 2 UNI EN 473/ISO 9712
16
Mogliano
Veneto (TV)
8/10/2010
Modulo di Metodo per livello 2 UNI EN 473/ISO 9712
8
21-22/10/2010
12
Mogliano
Veneto (TV)
4-5/11/2010
12
Priolo (SR)
8-9/11/2010
16
10-11/11/2010
16
Genova
Genova
Esame radiografico (RT)
Mogliano
Veneto (TV)
6-7/10/2010
16
Legnano (MI)
12-15/10/2010
28
Mogliano
Veneto (TV)
19-22/10/2010
28
Legnano (MI)
25-29/10/2010
Modulo Specifico Operatore Tecniche Convenzionali per livello 2
UNI EN 473/ISO 9712
36
8-9/11/2010
16
Genova
10-11/11/2010
16
Genova
16-19/11/2010
28
Priolo (SR)
Notiziario
Corsi di qualificazione, ecc. (segue)
Esame ultrasonoro (UT)
Legnano (MI)
21-24/9/2010
28
Mogliano
Veneto (TV)
6-7/10/2010
16
Mogliano
Veneto (TV)
26-29/10/2010
28
Priolo (SR)
8-9/11/2010
16
Mogliano
Veneto (TV)
8-12/11/2010
UNI EN 473/ISO 9712
36
Genova
10-11/11/2010
16
Genova
23-26/11/2010
28
Genova
29/11-3/12/2010
UNI EN 473/ISO 9712
36
Esame con particelle magnetiche (MT)
Mogliano
Veneto (TV)
16
16
8-9/11/2010
16
Genova
10-11/11/2010
16
Legnano (MI)
16-17/11/2010
16
Priolo (SR)
17-18/11/2010
16
Genova
6-7/10/2010
12-13/10/2010
Priolo (SR)
Esame con liquidi penetranti (PT)
Mogliano
Veneto (TV)
16
16
8-9/11/2010
16
Genova
10-11/11/2010
16
Legnano (MI)
18-19/11/2010
16
Priolo (SR)
24-25/11/2010
16
Genova
6-7/10/2010
14-15/10/2010
Priolo (SR)
Corsi di altre Società
Luogo
Lamezia Terme (CZ)
Milano
Data
Titolo
Organizzatore
20/9/2010
25/11/2010
La nuova ISO 9001:2008: cosa cambia rispetto alla
precedente ISO 9001 del 2000
ANCCP Certification Agency (Milano)
Tel. 02 2104071; fax 02 210407218
[email protected]
Napoli
20-21/9/2010
La valutazione del rischio chimico secondo il D.Lgs.
81/2008
AICQ-M (Napoli)
Tel. 081 2396503; fax 081 6174615
[email protected]
Napoli
Lamezia Terme (CZ)
20-21/9/2010
15-16/11/2010
Dispositivi Protezione Individuale: la Fabbricazione,
la Progettazione, la Marcatura CE
Tel. 02 2104071; fax 02 210407218
[email protected]
Notiziario
Corsi di altre Società (segue)
Luogo
Data
Milano
20-24/9/2010
Milano
20/9-1/10/2010
Napoli
Napoli
21/9/2010
23/11/2010
Napoli
Titolo
Organizzatore
Lead Auditor dei Sistemi di Gestione Ambientale
Tel. 02 2104071; fax 02 210407218
[email protected]
Programma di addestramento raccomandato per l’esame
di ultrasuoni di 2° livello secondo EN 473
CND Studio Sas di Gino FABBRI & C. (Milano)
Tel. 02 341649; fax 02 341205
[email protected]
La nuova Direttiva Macchine e il D.Lgs. 17/2010
AICQ-M (Napoli)
Tel. 081 2396503; fax 081 6174615
[email protected]
21-23/9/2010
Come implementare un Sistema di Gestione Sicurezza
conforme all'art. 30 D.Lgs. 81/2008( D.Lgs. 231/2001),
alla norma OHSAS 18001:2007 e alla Linea Guida UNIINAIL
AICQ-M (Napoli)
Tel. 081 2396503; fax 081 6174615
[email protected]
Milano
22/9/2010
Lo standard BS OHSAS 18001/2007 come strumento
del T.U. sulla Sicurezza D.Lgs. 81/2008 (art. 30) per
organizzare ed implementare un Sistema di Gestione per
la Sicurezza di cui al D.Lgs. 231/2001 integrato col
Sistema di Gestione per la Qualità UNI EN ISO 9001
AICQ Centro Nord c/o TQM s.r.l. (Milano)
Tel. 02 67382158; fax 02 67382177
[email protected]
Milano
22/9/2010
Applicazione della direttiva PED 97/23/CE in materia di
attrezzature a pressione - Corso base
Centro Formazione UNI (Milano)
Tel. 02 70024464; fax 02 70024411
[email protected]
Milano
22-24/9/2010
Le ISO 9001:2000-2008. Principi, contenuti ed
esercitazioni
(Corso pratico di apprendimento per coloro che si accostano per la prima volta alle norme UNI EN ISO 9000)
AICQ Centro Nord c/o TQM s.r.l. (Milano)
Tel. 02 67382158; fax 02 67382177
[email protected]
Roma
23/9/2010
Sistemi di Gestione Ambientale: normativa e
legislazione cogente
AICQ-CI (Roma)
Tel. 06 4464132; fax 06 4464145
[email protected]
Milano
23/9/2010
Come soddisfare i requisiti della nuova direttiva
macchine 2006/42/CE
Tel. 02 70024464; fax 02 70024411
[email protected]
Napoli
Milano
27-28/9/2010
15-16/11/2010
Sicurezza di Macchine ed Attrezzature - Direttiva
Macchine 2006/42/CE e D.Lgs. 81/2008 s.m.i.:
Obblighi Derivanti
Tel. 02 2104071; fax 02 210407218
[email protected]
Mestre (VE)
27-28/9/2010
Le norme ISO 9000 e il Sistema di Gestione per la
Qualità
AICQ-Triveneta (Mestre – VE)
Tel. 041 951795; fax 041 940648
[email protected]
Roma
Torino
Bologna
4-5/10/2010
11-12/10/2010
18-19/10/2010
Taratura pratica degli strumenti di misura
CERMET – Servizio Formazione (Roma)
Tel. 06 7626001; fax 06 76968124
[email protected]
CERMET - Servizio Formazione (Torino)
Tel. 011 2258681; fax 051 763382
[email protected]
CERMET - Servizio Formazione (Bologna)
Tel. 051 764811; fax 051 764902
Livorno
5/10/2010
Il Fascicolo Tecnico secondo la Direttiva Macchine
2006/42/CE
Tel. 02 2104071; fax 02 210407218
[email protected]
Milano
5/10/2010
PED - Valutazione globale di conformità alla direttiva
97/23/CE - Il punto di vista del fabbricante, dell'ente
terzo, dell'utilizzatore
Tel. 02 70024464; fax 02 70024411
[email protected]
Milano
6/10/2010
Applicazione del decreto ministeriale 1° Dicembre 2004
n. 329 - Criteri generali per la gestione degli impianti
industriali
Tel. 02 70024464; fax 02 70024411
[email protected]
Notiziario
Luogo
Data
Milano
8/10/2010
Napoli
Milano
Titolo
Organizzatore
Direttiva Macchine. Norme generali di riferimento
Tel. 02 70024464; fax 02 70024411
[email protected]
11-13/10/2010
11-13/10/2010
Internal Auditor dei Sistemi di Gestione per la Qualità
Tel. 02 2104071; fax 02 210407218
[email protected]
Napoli
13-15/10/2010
I Sistemi di Gestione Ambientale: le norme UNI EN ISO
14000
AICQ-M (Napoli)
Tel. 081 2396503; fax 081 6174615
[email protected]
Milano
18-19/10/2010
Nuova direttiva macchine - Valutazione del rischio e sua
documentazione nel fascicolo tecnico
Tel. 02 70024464; fax 02 70024411
[email protected]
Bologna
Roma
Torino
18-19/10/2010
18-19/10/2010
18-19/10/2010
La gestione della qualità nei laboratori di prova secondo
la norma ISO/IEC 17025:2005
CERMET – Servizio Formazione (Bologna)
Tel. 051 764811; fax 051 764902
[email protected]
CERMET - Servizio Formazione (Roma)
Tel. 06 7626001; fax 06 76968124
[email protected]
Tel. 011 2258681; fax 051 763382
[email protected]
Milano
18-22/10/2010
visivo di 2° livello secondo EN 473
Tel. 02 341649; fax 02 341205
[email protected]
Roma
Milano
19-21/10/2010
24-26/11/2010
Sistemi di Gestione per la Qualità per i Laboratori di
Prova secondo la norma UNI CEI EN ISO/IEC 17025 ed
accreditamento ACCREDIA
ANGQ (Roma)
Tel. 06 5915028; fax 06 5914834
[email protected]
Milano
Milano
21/10/2010
11/11/2010
Accessori di Sicurezza (Direttiva 97/23/CE e D.M.
329/2004) - Dispositivi limitazione diretta della pressione, costruzione, installazione, dimensionamento,
esercizio e manutenzione
Tel. 02 2104071; fax 02 210407218
[email protected]
Bologna
Torino
25/10/2010
17/11/2010
La gestione integrata d’impresa: Sicurezza, Ambiente,
Qualità
CERMET – Servizio Formazione (Bologna)
Tel. 051 764811; fax 051 764902
[email protected]
Tel. 011 2258681; fax 051 763382
[email protected]
Milano
25-29/10/2010
con particelle magnetiche di 2° livello secondo EN 473
Tel. 02 341649; fax 02 341205
[email protected]
Roma
Torino
Bologna
2-3/11/2010
15-16/11/2010
22-23/11/2010
Le apparecchiature di misura: la gestione e la stima
dell’incertezza di misura
CERMET – Servizio Formazione (Roma)
Tel. 06 7626001; fax 06 76968124
[email protected]
Tel. 011 2258681; fax 051 763382
[email protected]
CERMET - Servizio Formazione (Bologna)
Tel. 051 764811; fax 051 764902
[email protected]
Napoli
7-8/11/2010
La Metrologia e la Gestione della Strumentazione di
Misura in ambito ISO 9000:2000
AICQ-M (Napoli)
Tel. 081 2396503; fax 081 6174615
[email protected]
Milano
8-19/11/2010
di radiografia di 2° livello secondo EN 473
Tel. 02 341649; fax 02 341205
[email protected]
Notiziario
Luogo
Data
Titolo
Organizzatore
Milano
9/11/2010
Saldabilità delle leghe metalliche
ANIMA / UCC (Milano)
Tel. 02 45418551; fax 02 45418545
[email protected]
Napoli
11/11/2010
Integrare il sistema aziendale con i requisiti del decreto
231/2001
Tel. 02 2104071; fax 02 210407218
[email protected]
Milano
16/11/2010
Trattamenti termici dei giunti saldati
ANIMA / UCC (Milano)
Tel. 02 45418551; fax 02 45418545
[email protected]
Roma
18/11/2010
Validazione dei metodi per le prove chimiche
ANGQ (Roma)
Tel. 06 5915028; fax 06 5914834
[email protected]
Roma
19/11/2010
Calcolo dell’incertezza di misura nelle prove chimiche
ANGQ (Roma)
Tel. 06 5915028; fax 06 5914834
[email protected]
Roma
22-24/11/2010
Salute e Sicurezza dei lavoratori: aggiornamento normativo
AICQ-CI (Roma)
Tel. 06 4464132; fax 06 4464145
[email protected]
Mostre e Convegni
Luogo
Data
Titolo
Organizzatore
Cincinnati
(Ohio - USA)
20-21/9/2010
5th International EWI/TWI Seminar on Joining
Aerospace Materials
EWI (Columbus - Ohio - USA)
Tel. 614 688 5000; fax 614 688 5001
[email protected]
Kielce
(Polonia)
28-30/9/2010
16th International Fair of Technologies for Foundry
METAL
Targy Kielce (Kielce - Poland)
Tel. +48 41 3651222; fax +48 41 3456261
[email protected]
Parigi
(Francia)
28-30/9/2010
ESOPE 2010 - International Exhibition and European
Symposium on Pressure Equipment
Groupe E.T.A.I (Antony - France)
Tel. +33 (0) 1 77929682; fax +33 (0)1 77929823
[email protected]
Oulu
(Finlandia)
29-30/9/2010
Maintenance, Condition Monitoring and Diagnostics
Seminar
Oulu Training and Development Centre
(Oulu - Finland)
Tel. +358 (0) 8 5509700; fax +358 (0) 8 5509840
[email protected]
Berlino
(Germania)
29/9-1/10/2010
8th International Conference on NDE in Relation to
Structural Integrity for Nuclear and Pressurised
Components
German Society for Non-Destructive Testing (Berlin - D)
Tel. +49 30 67807120; fax +49 30 67807129
[email protected]
Automazione e robotica in saldatura: soluzioni e
tendenze
Istituto Italiano della Saldatura (Genova)
Tel. 010 8341373; fax 010 8367780
[email protected]
Genova
30/9/2010
Vancouver
(Canada)
3-6/10/2010
COM 2010 - Conference of Metallurgists
MetSoc of CIM (Montreal - Canada)
Tel. +1 514 9392710; fax +1 514 9399160
[email protected]
Rho (MI)
5-9/10/2010
BI-MU - Macchine utensili, robot, automazione
CEU - Centro Esposizioni Ucimu (Cinisello Balsamo - MI)
Tel. 02 262551; fax 02 26255214
[email protected]
12-14/10/2010
The 5th International Conference and Exhibition
Aluminium - 21/Recycling
Alusil (Moscow - Russia)
Tel: + 7 495 7852005; fax + 7 495 7852005
[email protected]
San Pietroburgo
(Russia)
Notiziario
Mostre e Convegni (segue)
Luogo
Data
Titolo
Organizzatore
Vienna
(Austria)
12-15/10/2010
International Welding Trade Fair
SZA (Vienna - Austria)
Tel. +43 (1) 798 2628-0; fax +43 (1) 798 2628-19
[email protected]
Modena
13-14/10/2010
MotorSport Expotech - Mostra convegno internazionale
di materiali innovativi, tecnologie, prodotti e servizi per
il motorismo da competizione
Modena Fiere (Modena)
Tel. 059 848380; fax 059 848790
[email protected]
Vienna
(Austria)
14-15/10/2010
International Congress on Welding and Joining
JOIN-EX 2010
SZA (Vienna - Austria)
Tel. +43 (1) 798 2628-0; fax +43 (1) 798 2628-19
[email protected]
Sofia
(Bulgaria)
21-24/10/2010
The 2nd South-East European IIW International
Congress Welding - HIGH-TECH Technology in 21st
century
Bulgarian Welding Society (Sofia - Bulgaria)
Tel. + 359 2 965 2806; fax: + 359 2 965 2910
[email protected]
Beijing
(Cina)
25-29/10/2010
International Conference On Power Beam Processing
Technologies (ICPBPT2010)
Beijing Aeronautical Manufacturing Technology Research
Institute (Beijing - China)
Tel. +86 10 85701419; fax +86 10 85701588
[email protected]
Hannover
(Germania)
26-30/10/2010
EuroBlech 2010 - 20th International Sheet Metal
Working Technology Exhibition
Mack Brooks Exhibitions Ltd
(St Albans Herts - UK)
Tel. +44 (0) 1727 814400; fax +44 (0) 1727 814401
[email protected]
Düsseldorf
(Germania)
2/11/2010
Conference on Joining Plastics
DVS - German Welding Society
Tel. + 49 (0) 211 1591-302; fax + 49 (0) 211 1591-300
[email protected]
Bologna
11/11/2010
Quality Day - Giornata Mondiale della Qualità
Tecna Editrice (Roma)
Tel. 06 87182554; fax 06 8182019
[email protected]
Houston
(Texas - USA)
15-19/11/2010
ASNT Fall Conference and Quality Testing Show 2010
ASNT (Columbus - Ohio - USA)
Tel. +1 614 2746003; fax +1 614 2746899
[email protected]
Piacenza
18-20/11/2010
TT Expo - Mostra convegno sui trattamenti termici dei
metalli e sulle tecnologie collegate
Piacenza Expo (Piacenza)
Tel. 0523 602711; fax 0523 602702
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Ricerche
Bibliografiche
Dati IIS-Data
Corrosione da H2S (2008-2010)
Hydrogen permeation and corrosion behaviour of high
strength steel 35CrMo under cyclic wet-dry conditions
di YU Q. et al., «Corrosion Engineering Science and Technology», Luglio-Settembre 2008, pp. 241-247.
Acciai ad alta resistenza; acido cloridrico; acido solfidrico; corrosione; corrosione atmosferica; corrosione da acqua di mare;
idrogeno diffusibile; infragilimento da idrogeno; prove di corrosione.
Effect of field operational variables on internal pitting corrosion of oil and gas pipelines di DEMOZ A. et al., «Corrosion»,
Novembre 2009, pp. 741-747.
Acciai ad alta resistenza; acciai basso-legati; acciai per condotte; acido solfidrico; analisi chimica; CO 2 ; condotte; corrosione; corrosione per vaiolatura; diffrazione; effetti locali; gas
naturale; industria petrolifera; petrolio; previsione; prove di
corrosione; raggi X; spettroscopia.
Rilevazione e monitoraggio di cricche indotte su recipienti a
pressione in servizio in ambiente “WET H 2S” nell’industria
petrolifera di CHIOFALO G. et al., «Giornale PND», LuglioSettembre 2008, pp. 36-42.
Acciai a grano fino; acciai al C; acciai da costruzione; acido
solfidrico; condizioni di servizio; controllo non distruttivo; corrosione; criccabilità; criccabilità a freddo; difetti; idoneità
all’impiego; impianti; industria petrolifera; infragilimento da
idrogeno; ingegneria chimica; meccanica della frattura; recipienti in pressione; solfuri; tensocorrosione.
Corrosion cracking resistance of deposited self-fluxing alloys
i n h y d ro g e n s u l p h i d e - c o n t a i n i n g m e d i a ( 3 0 K h M A ) d i
ISAKAEV E.KH. e MORDYNSKII V.B., «Weld. Int.», Dicembre 2009, pp. 939-943.
Acido solfidrico; CO 2 ; corrosione; industria petrolifera; ingegneria chimica; lamiere; polvere; ricarica al plasma.
Passivation behavior of carbon steel in hydrogen sulfide-containing diethanolamine and diglycolamine solutions
di RAEISSI K. e GOLOZAR M.A., «Corrosion», Settembre
2009, pp. 595-600.
Acciai al C; acido solfidrico; CO 2 ; corrosione; gas naturale;
impianti; industria del gas; prove di corrosione; solfuri; spettroscopia.
Effect of surface layers on the initiation of internai pitting
corrosion in oil and gas pipelines di PAPAVINASAM S. et al.,
«Corrosion», Ottobre 2009, pp. 663-673.
Acciai ad alta resistenza; acciai al C; acciai basso-legati; acciai
per condotte; acido solfidrico; alta pressione; alta temperatura;
Canada; CO 2 ; condizioni superficiali; condotte; corrosione;
corrosione per vaiolatura; fattori di influenza; flusso; gas naturale; industria petrolifera; interno; microscopio elettronico;
prove di corrosione; simulazione; solfuri.
Fatigue crack growth behaviour of 4130X steel in H 2 S environment di ZHANG Y.L. et al., «Corrosion Engineering Science
and Technology», 6/2009, pp. 462-468.
Acciai basso-legati; acido solfidrico; corrosione; cricche di
fatica; fattore KIC; gas naturale; meccanica della frattura;
prove di corrosione; prove di fatica; prove di meccanica della
frattura; resistenza a fatica; serbatoi di stoccaggio; tensocorrosione.
Test methods for hydrogen induced cracking di PRAGER M.,
«WRC Bulletin», 530/2009, p. 122.
Acido solfidrico; corrosione; infragilimento da idrogeno; prove
di corrosione.
Performance of steels in hydrogen charging environments di
PRAGER M., «WRC Bulletin», 526/2009, p. 106.
Acciai al Cr Mo ad alta lega; acciai basso-legati; acciai microlegati; acciai per condotte; acido solfidrico; condotte; corrosione; criccabilità a freddo; infragilimento da idrogeno; pezzi
forgiati; tensocorrosione.
Ricerche Bibliografiche
Progress on metallurgical investigation of HIC phenomena
and development of HIC resistant steel (API 5LX-60) di
IKEDA A., «WRC Bulletin», 526/2009, pp. 1-34.
Acciai ad alta resistenza; acciai basso-legati; acciai per condotte; acido solfidrico; condizioni superficiali; condotte; corrosione; criccabilità a freddo; industria petrolifera; infragilimento
da idrogeno; ingegneria chimica; innesco delle cricche; metallurgia; microstruttura; NACE; norme; propagazione delle
cricche; prove di corrosione; recipienti in pressione; saldabilità;
tenacità; tenacità alla rottura.
Susceptibility to stress-oriented HIC of an X65 UOE linepipe
evaluated by full ring test and small scale tests di
TAKAHASHI A. et al., «WRC Bulletin», 530/2009, pp. 1-8.
Acciai per condotte; acido solfidrico; condizioni di servizio;
condotte; corrosione; durezza; gas acidi; infragilimento da idrogeno; microstruttura; NACE; norme; proprietà meccaniche;
prove di trazione; prove meccaniche; tensocorrosione; trattamento termo-meccanico; ZTA; ZTA a grano ingrossato.
Test procedures for evaluation of resistance of steels to cracking in wet HS environments (ASTM A516-70, A285C) di
RUSSELL D. et al., «WRC Bulletin», 530/2009, pp. 9-26.
Acciai al C; acido solfidrico; corrosione; criccabilità a freddo;
giunti saldati; industria petrolifera; infragilimento da idrogeno;
ingegneria chimica; microstruttura; NACE; norme; proprietà
meccaniche; prove di corrosione; recipienti in pressione; sviluppo; tensocorrosione.
Evaluation of advanced plate steels for resistance to HIC and
SOHIC in wet H2S environments di RUSSELL D. et al., «WRC
Bulletin», 530/2009, pp. 43-60.
Acido solfidrico; carbonio equivalente; corrosione; criccabilità;
giunti saldati; infragilimento da idrogeno; lamiere; microstruttura; NACE; norme; proprietà meccaniche; prove di corrosione; sviluppo; tensocorrosione; trattamento termo-meccanico.
Structural factor of the corrosion and mechanical strength
of welded joints in oil transmission pipes (00G2S, 13KhFA)
di BYVOISHCHIK L.M. et al., «Weld. Int.», Gennaio 2010,
pp. 23-28.
Acciai basso-legati; acciai per condotte; acido solfidrico; alta
t e m p e r a t u r a ; c o n d o t t e ; c o n f ro n t i ; c o r ro s i o n e ; f a t t o r i d i
influenza; giunti saldati; industria petrolifera; infragilimento da
idrogeno; meccanica della frattura; microstruttura; operazione
manuale; proprietà meccaniche; prove di corrosione; saldatura
ad arco sommerso; saldature per pressione ad alta frequenza;
tenacità all’urto; tenacità alla rottura; tensocorrosione; tubi.
New test specimen and methodology for evaluation of steels
for resistance to SOHIC di KANE R.D. e PRAGER M., «WRC
Bulletin», 530/2009, pp. 77-98.
Acciai al C; acido solfidrico; analisi delle tensioni; corrosione;
criccabilità a freddo; giunti saldati; infragilimento da idrogeno;
lamiere; NACE; norme; prove di corrosione; provini, saggi; sviluppo; tensocorrosione.
HIC susceptibility parameters and purchase acceptance criteria for steels in sour service (ASTM A516/515 Gr.70) di
CLIFFORD W. et al., «WRC Bulletin», 530/2009, pp. 99-108.
Accettazione; acciai al C; acido solfidrico; condizioni di servizio; corrosione; gas acidi; giunti saldati; industria petrolifera;
infragilimento da idrogeno; ingegneria chimica; meccanica
della frattura; NACE; norme; proprietà meccaniche; prove di
corrosione; recipienti in pressione; tenacità; tensocorrosione.
Characterization of hydrogen charging severity in simulated
w e t H 2S re f i n e r y e n v i ro n m e n t s d i K A N E R . D . e
ABAYARATHNA D., «WRC Bulletin», 530/2009, pp. 109-120.
Acciai al C; acido solfidrico; analisi delle tensioni; corrosione;
fattori di influenza; industria petrolifera; infragilimento da idrogeno; ingegneria chimica; laboratori; NACE; norme; prove di
corrosione; simulazione; temperatura; tensocorrosione.
Mechanism of stress oriented HIC in high strength microalloyed steels (API5L-X46, X65, X70, ASTM A516-70) di
AMANO K. et al., «WRC Bulletin», 526/2009, pp. 35-40.
Acciai microlegati; acido solfidrico; analisi con elementi finiti;
condotte; corrosione; criccabilità; infragilimento da idrogeno;
microstruttura; NACE; norme; recipienti in pressione; simulazione; tensocorrosione; trattamento termo-meccanico; ZTA.
Scale formation and growth on steels in contact with various
H2S environments (API 5L X60) di GALIS M.F. e PETELOT D.,
«WRC Bulletin», 526/2009, pp. 93-102.
Acciai per condotte; acido solfidrico; aggiunte di Cu; alogenuri;
condotte; corrosione; fattori di influenza; infragilimento da
idrogeno; microstruttura; proprietà meccaniche; simulazione.
The full ring test: a comprehensive proving test method
for pipelines and associated welds di FOWLER C.M.,
«WRC Bulletin», 530/2009, pp. 27-42.
Acciai per condotte; acido solfidrico; condotte; corrosione;
criccabilità; criccabilità a freddo; giunti saldati; infragilimento
da idrogeno; NACE; norme; prove di corrosione; saldature circonferenziali; tensocorrosione; ZTA.
Fonti dei riferimenti bibliografici
Riviste italiane e straniere analizzate per la Banca Dati IIS-Data
Titolo
Acciaio
Advanced Materials Processes
Alluminio e Leghe
Alluminio Magazine
Ambiente e Sicurezza sul Lavoro
Analysis Europa
Anticorrosione
ASTM Standardization News
ATA Ingegneria Automobilistica
Australasian Welding Journal
Australian Welding Research
Automatic Welding
Automazione Energia Informazione
Avtomaticheskaya Svarka
Befa - Mitteilungen
BID-ISIM
Biuletyn ISG
Boletin Tecnico Conarco
Bollettino Tecnico Finsider
Bollettino Tecnico RTM
Brazing and Soldering
Bridge Design & Engineering
British Corrosion Journal
China Welding
Chromium Review
Constructia De Masini
Costruzioni Metalliche
Czechoslovak Heavy Industry
De Qualitate
Deformazione
Der Praktiker
Elettronica Oggi
Elin Zeitschrift
Energia Ambiente Innovazione
Energia e Calore
Energia e Materie Prime
EPE International
Esa Bulletin
Eurotest Technical Bulletin
Fogli d’Informazione Ispesl
Fonderia
FWP Journal
GEP
Giornale del Genio Civile
Heron
Hightech
Hitsaustekniikka
Hybrid Circuits
Iabse Periodica
Il Filo Metallico
Il Giornale delle Prove non Distruttive
Il Giornale delle Scienze Applicate
Il Perito Industriale
Il Saldatore Castolin
Ilva Quaderni
Industrial Laser Rewiew
Ingegneria Ambientale
Ingegneria Ferroviaria
Inossidabile
Insight
International Construction
Interplastics
IPE International
ISO Bulletin
J. of Offshore and Polar Engineering
Joining & Materials
Joining of Materials
Joining Sciences
Journal of Bridge Engineering
Journal of the Japan Welding Society
Kunststoffe
L’Acciaio Inossidabile
Abbreviaz.
Acciaio
Mat. Processes
AL
Alluminio
Sicurezza Lav.
Analysis
Anticorrosione
ASTM Std.
ATA
Austr. Wdg. J.
Austr. Wdg. Res.
Aut. Weld.
AEI
Aut. Svarka
Befa Mitt.
BID-ISIM
Biuletyn
Conarco
Finsider
RTM
Braz. Sold.
Bridge
Br. Corr. J.
China Weld.
Chomium
Constr. Masini
Costr. Met.
Czech. Heavy
Qualitate
Deformazione
Praktiker
Elettronica
Elin
Enea E.A.I.
Energia
Energia
EPE
Esa Bulletin
Eurotest
ISPESL
Fonderia
FWP J.
GEP
Giornale G.C.
Heron
Hightech
Hitsaust.
Hybrid
IABSE
Filo Metallico
Giornale PND
Scienze Applic.
Perito Ind.
Castolin
Ilva
Ind. Laser
I.A.
Ing. Ferr.
Inossidabile
Insight
Int. Const.
Interplastics
IPE
ISO
Offshore
Joining
JOM
Join. Sciences
Jour. Bridge
Journal JWS
Kunststoffe
Acc. Inoss.
Titolo
Abbreviaz.
L’Allestimento
Allestimento
L’Elettrotecnica
Elettr.
L’Industria Meccanica
Ind. Mecc.
L’Installatore Tecnico
Installatore
La Meccanica Italiana
Mecc. Ital.
La Metallurgia Italiana
Met. Ital.
La Termotecnica
Termotecnica
Lamiera
Lamiera
Laser
Laser
Lastechniek
Lastech.
Lavoro Sicuro
Lav. Sic.
Lo Stagno ed i suoi Impieghi
Stagno
Macchine & Giornale dell’Officina
Officina
Macplas
Macplas
Manutenzione: Tecnica e Management
Manutenzione
Materialprüfung
Materialprüf.
Material and Corrosion
Mat. Cor.
Materials Evaluation
Mat. Eval.
Materials Performance
MP
Meccanica & Automazione
Mec. & Aut.
Meccanica & Macchine di Qualità
Mecc. & Macchine
Meccanica Moderna
Mecc. Moderna
Meccanica Oggi
Meccanica
Mechanical Engineering
Mech. Eng.
Metal Construction
Met. Con.
Metalli
Metalli
Metallurgical and Materials Transactions
Met. Trans.
Metallurgical B
Metallurgical B
Metallurgical Reports CRM
Met. Rep.
Metallurgical Transactions
Metallurgical T
Metalurgia & Materiais
Met. Materiais
Metalurgia International
Metalurgia
Modern Plastics International
Plastics Int.
Modern Steel Construction
Steel Constr.
NDT & E International
NDT & E Int.
NDT & E International UK
NDT & E Int.
NDT International
NDT Int.
Notagil S.I.
Notagil
Notiziario dell’ENEA Energia e Innovazione
ENEA E.I.
Notiziario dell’ENEA Sic. e Prot.
ENEA-DISP.
Notiziario Tecnico AMMA
AMMA
NRIM Research Activities
NRIM Research
NT Tecnica e Tecnologia AMMA
NT AMMA
Oerlikon Schweissmitteilungen
Oerlikon
PCB Magazine
PCB
Perito Industriale
Perito Ind.
Petrolieri d’Italia
Petrolieri I.
Pianeta Inossidabili
Inox
Plastic Pipes Fittings
Plastics
Prevenzione Oggi
Prevenzione
Produttronica
Produttronica
Protective Coatings Europe
PCE
Przeglad Spawalnictwa
Pr. Spawal.
Quaderni Pignone
Pignone
Qualificazione Industriale
Qualificazione
Qualità
Qualità
Rame e Leghe
CU
Rame Notizie
Rame
Research in Nondestructive Evaluation
Research NDE
Revista de Los Trat. Ter. y de Superficie
Tratersup
Revista de Metalurgia
Rev. Met.
Revista de Soldadura
Rev. Soldadura
Revue de la Soudure
Rev. Soud.
Revue de Metallurgie CIT
Revue Met. CIT
Revue de Metallurgie MES
Revue Met. MES
Ricerca e Innovazione
Ric. Inn.
Riv. Infortuni e Malattie Professionali
Riv. Inf.
Rivista di Meccanica
Riv. Mecc.
Rivista di Meccanica Oggi
Riv. Mecc. Oggi
Rivista di Meccanica International
Riv. Mecc. Inter.
Rivista Finsider
Riv. Finsider
Rivista Italiana della Saldatura
Riv. Sald.
Titolo
Schweissen & Pruftechnik
Schweissen und Schneiden
Schweisstechnik
Schweisstechnik
Science and Technology of W and J
Seleplast
Sicurezza e Prevenzione
Skoda Review
Soldadura e Construcao Metalica
Soldadura y Tecnologias de Union
Soldagem & Inspecao
Soldagem & Materiais
Soldering & Surface Mount Technology
Soudage et Techniques Connexes
Souder
Stahlbau
Stainless Steel Europe
Stainless Steel World
Stainless Today
less
Steel Research
Structural Engineering International
Sudura
Surface Engineering
Svarochnoe Proizvodstvo
Sveiseteknikk
Svetsaren
Svetsen
Technica/Soudure
Technical Diagnostics and NDT Testing
Technical Review
Technische Uberwachung
Tecnologia Qualidade
Tecnologie e Trasporti per il Mare
Tecnologie per il Mare
Teknos
The Brithis Journal of NDT
The European Journal of NDT
The International Journal of PVP
The Journal of S. and E. Corrosion
The Paton Welding Journal
The TWI Journal
The Welding Innovation Quarterly
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Weld. Rev.
WRC Bulletin
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Zavariv.
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ZIS
Zis
Zvaracske
Zváranie
200.000 volte informati
Il sistema di informazione e di marketing messo a punto da Com-Media S.r.l. per
lo sviluppo dell’industria idrica e del gas viene utilizzato ogni anno da oltre
200.000 operatori italiani ed esteri
Il portale internet www.watergas.it con oltre 200.000 visitatori annui è
lo strumento di informazione e lavoro per tutti gli operatori interessati
allo sviluppo dell’industria dell’acqua e del gas in Italia;
Gli annuari AcquAgenda e GasAgenda con una diffusione di 7500 e
5000 copie rispettivamente, sono la versione stampata che contiene
tutti i dati presenti sul portale www.watergas.it per una consultazione
rapida e sempre disponibile;
Le banche dati dei gestori italiani dell’industria idrica e del gas sono lo
strumento per trasformare la visibilità offerta dagli annuari e del
portale internet in programmazione dell’attività di marketing e
sviluppo dei contatti.
700 aziende che offrono prodotti e servizi per la
progettazione, costruzione e gestione delle reti e
degli impianti per l’industria dell’acqua e del gas
già utilizzano gli strumenti del sistema informativo
di Com-Media per mantenere o attivare i contatti
con i propri clienti attuali e potenziali.
La tua azienda è già presente nell’elenco
dei “Prodotti e Fornitori” di
www.watergas.it ?
Inserire i dati di contatto della tua azienda e
abbinarli alle categorie dei prodotti offerti è
facile, libero e gratuito.
La tua azienda è già presente sugli annuari
di Com-Media o ha mai usato i censimenti
dei gestori delle reti idriche e gas?
Questi e altri strumenti per dare visibilità alla
tua azienda e per creare le condizioni favorevoli
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sono disponibili a tariffe particolarmente
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DELL’INDUSTRIA ITALIANA DEL GAS E DELL’ACQUA
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9
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COMPOTEC
QUALITEC
DESIGN AWARD
components
production & furniture
QUALITEC
TECHNOLOGY AWARD
ABITARE
LA BARCA
Targa
Rodolfo Bonetto
16/18 Febbraio 2011 Carrara
seatec
9
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TECNOLOGIE, SUBFORNITURA
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Viale Galileo Galilei, 133
54033 Marina di Carrara (MS)
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3
ORGANIZZATORE:
CON IL PATROCINIO DI:
REGIONE
TOSCANA
Tel. +39 0585 787963
Fax +39 0585 787602
SPONSOR UNICO BANCARIO:
GRUPPO BANCA CARIGE
Cassa
di Risparmio
di Carrara S.p.A.
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Organo Ufficiale dell’ISTITUTO ITALIANO DELLA SALDATURA
Redazione: tel. 010 8341.333/386, fax 010 836.77.80, e-mail: [email protected]
Pubblicità - Abbonamenti: tel. 010 8341.392/424, fax 010 8341.399, e-mail: [email protected]
La RIVISTA ITALIANA DELLA SALDATURA è lʼorgano ufficiale dellʼIstituto Italiano della
Saldatura.
Ha una tiratura di 3.500 copie ed è lʼunico Periodico italiano indipendente specializzato nel
settore della saldatura e delle costruzioni saldate.
Ogni anno vengono pubblicati circa 50 articoli tecnici (metallurgia e saldabilità dei materiali,
processi di saldatura, progettazione, fabbricazione, diagnostica industriale, certificazione,
prove non distruttive, normativa, didattica, documenti dellʼInternational Institute of Welding
(IIW) in lingua originale, ecc.), ed inoltre Informazioni Tecniche e Rubriche Giuridiche,
Attività dellʼIIS, Letteratura Tecnica, Codici e Norme, Corsi, Mostre, Ricerche Bibliografiche,
notizie dalle Aziende e dalle Associazioni.
Lʼabbonamento comprende anche la spedizione gratuita del supplemento elettronico
settimanale “Saldatura Flash”.
PREZZI
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Il sottoscritto:
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raggiungibile. Il versamento di € ____________ è stato effettuato in data _________________
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USCITE 2010
Rivista 1 / 2010
Rivista 2 / 2010
Rivista 3 / 2010
Uscita: 28 Febbraio 2010
Uscita: 30 Aprile 2010
Uscita: 30 Giugno 2010
Rivista 4 / 2010
Rivista 5 / 2010
Rivista 6 / 2010
Uscita: 15 Settembre 2010
Uscita: 31 Ottobre 2010
Uscita: 15 Gennaio 2011
RISPEDIRE UNITAMENTE AL COMPROVANTE DI VERSAMENTO AL FAX 010 83 67 780
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Si informa che ai sensi della suddetta legge, la presente domanda firmata conferisce all’Istituto Italiano della Saldatura l’autorizzazione al
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materiale informativo, pubblicitario e promozionale. Sono riservati al committente tutti i diritti dell’art. 7 della presente legge con
l’accorgimento di fare domanda scritta in caso di volontà di recesso o cancellazione nel trattamento dei dati conferiti.
Elenco
degli
Inserzionisti
469
511
415-416
-460
-533
-470
478
535
438
503
407
412
499
-414
540
399
406
-461
--4a cop
--401-402
403
-----500
-----536
413
-512
521
-541
504
---438
-405
408
---2a cop
410
534
542
488
452-453
404
400
-417
---520
460
--462
-477
3a cop
437
411
409
--508
AB ROBOT
ACS ACAI
AEC TECHNOLOGY
AIPND
AIR LIQUIDE WELDING
ANASTA
ANCCP
ANDIT AUTOMAZIONE
AQM
ASG Superconductors
ASSOMOTORACING
BERKENHOFF
BÖHLER WELDING GROUP ITALIA
CAPILLA
CEA
CEBORA
CGM TECHNOLOGY
CIMOLAI
COM-MEDIA
COMMERSALD
CORDIOLI & C.
DRAHTZUG STEIN
DVC - DELVIGO COMMERCIALE
EDIBIT
EDIMET
ESAB SALDATURA
ESARC
ETC OERLIKON
EUROCONTROL
F.B.I.
FABTECH CONSULTING ENGINEERS
FIERA ACCADUEO
FIERA AFFIDABILITA’ & TECNOLOGIE
FIERA ALUMINIUM/COMPOSITES EUROPE
FIERA ALUMOTIVE
FIERA BI-MU
FIERA BIMU-MED
FIERA DI ESSEN
FIERA EUROMAINTENANCE
FIERA EXPOLASER
FIERA LAMIERA
FIERA MCM
FIERA MECSPE
FIERA METEF
FIERA MOTORSPORT EXPOTECH
FIERA QUALITY DAY
FIERA SAMUMETAL
FIERA SEATEC
FIERA TTEXPO
G.E.INSPECTION TECHNOLOGIES
GILARDONI
HARMS & WENDE
HYPERTHERM Europe B.V.
IGUS
INE
ITW
LANSEC ITALIA
LENZI EGISTO
LINCOLN ELECTRIC ITALIA
LINK INDUSTRIES
MAEG COSTRUZIONI
MEDIAPOINT & COMMUNICATIONS
MEDIAVALUE
NDT ITALIANA
OLYMPUS ITALIA
OMECO
ORBITALUM TOOLS
PARODI SALDATURA
REMASALD
RIVISTA DE QUALITATE
RIVISTA MECCANICA & AUTOMAZIONE
RIVISTA U & C
RIVOIRA
SAF - FRO
SALTECO
SANDVIK ITALIA
SARTORE WELDING
SELCO
SE.MAT
SIAD
SIGMA INTERNATIONAL
TECNOELETTRA
TECNOMECCANICA
TELWIN
TONOLINI
TRAFILERIE DI CITTADELLA
Via XXV Aprile, 15 - 40057 CADRIANO (BO)
Viale Abruzzi, 66 - 20131 MILANO
Via Leonardo Da Vinci, 17 - 26013 CAMPAGNOLA CREMASCA (CR)
Via A. Foresti, 5 - 25127 BRESCIA
Via Torricelli, 15/A - 37135 VERONA
Via G. Tarra, 5 - 20125 MILANO
Via Rombon, 11 - 20134 MILANO
Via Privata Casiraghi, 526 - 20099 SESTO SAN GIOVANNI (MI)
Via Edison, 18 - 25050 PROVAGLIO D’ISEO (BS)
Corso F.M. Perrone, 73r - 16152 GENOVA
Via Tanari, 68/a - 40024 CASTEL S. PIETRO TERME (BO)
Berkenhoffstrasse, 14 - 35452 HEUCHELHEIM (Germania)
Via Palizzi, 90 - 20157 MILANO
Via per Telgate - Loc. Campagna - 24064 GRUMELLO DEL MONTE (BG)
Corso E. Filiberto, 27 - 23900 LECCO
Via A. Costa, 24 - 40057 CADRIANO DI GRANAROLO (BO)
Via Adda, 21 - 20090 OPERA (MI)
Via Ungaresca, 38 - 33170 PORDENONE
Via Serio, 16 - 20139 MILANO
Via Bottego, 245 - 41126 COGNENTO (MO)
Via del Lavoro, 1 - 37067 VALEGGIO SUL MINCIO (VR)
Talstraße, 2 - 67317 ALTLEININGEN (Germania)
Località Cerri - 19020 CEPARANA DI FOLLO (SP)
Via Cà dell’Orbo, 60 - 40055 CASTENASO (BO)
Via Brescia, 117 - 25018 MONTICHIARI (BS)
Via Mattei, 24 - 20010 MESERO (MI)
Via Cadibona, 15 - 20137 MILANO
Via Vo’ di Placca, 56 - 35020 DUE CARRARE (PD)
Zona Industriale - 89811 PORTO SALVO (VV)
Via Isonzo, 26 - 20050 SAN DAMIANO DI BRUGHERIO (MB)
Via Rimembranze, B-1/2 - 33033 CODROIPO (UD)
c/o BOLOGNAFIERE - Piazza Costituzione, 6 - 40128 BOLOGNA
c/o A & T - Via Palmieri, 63 - 10138 TORINO
c/o PROMOEVENTS - Via Privata Pomezia, 10/A - 20127 MILANO
c/o ADExpo - Viale della Mercanzia, 142 Centergross - 40050 FUNO DI ARGELATO (BO)
c/o UCIMU - Viale Fulvio Testi, 128 - 20092 CINISELLO BALSAMO (MI)
Via Vincenzo Monti, 8 - 20123 MILANO
c/o EIOM - Viale Premuda, 2 - 20129 MILANO
c/o PIACENZA EXPO - S.S. 10 Loc. Le Mose - 29122 PIACENZA
c/o EIOM - Viale Premuda, 2 - 20129 MILANO
c/o SENAF - Via Eritrea, 21/A - 20157 MILANO
c/o EDIMET - Via Brescia, 117 - 25018 MONTICHIARI (BS)
c/o MODENA ESPOSIZIONI - Viale Virgilio, 58/B - 41123 MODENA
c/o TECNA EDITRICE - Viale Adriatico, 147 - 00141 ROMA
c/o PORDENONE FIERE - Viale Treviso, 1 - 33170 PORDENONE
c/o CARRARAFIERE - Viale Galileo Galilei, 133 - 54033 MARINA DI CARRARA (MS)
c/o PIACENZA EXPO - S.S. 10 Loc. Le Mose - 29122 PIACENZA
Via Grosio, 10/4 - 20151 MILANO
Via A. Gilardoni, 1 - 23826 MANDELLO DEL LARIO (LC)
Grossmoorkehre, 9 - 21079 HAMBURG (Germania)
Vaartveld, 9 - 4704 SE ROOSENDAAL (Olanda)
Via delle Rovedine, 4 - 23899 ROBBIATE (LC)
Via Facca, 10 - 35013 CITTADELLA (PD)
Via Privata Iseo, 6/E - 20098 S. GIULIANO MILANESE (MI)
Via Bizet, 36/N - 20092 CINISELLO BALSAMO (MI)
Via G. Di Vittorio, 39 - 59021 VAIANO (PO)
Via Fratelli Canepa, 8 - 16010 SERRA RICCO’ (GE)
Ponte Morosini, 49 - 16126 GENOVA
Via G. Toniolo, 40 - 31028 VAZZOLA (TV)
Corso Buenos Aires, 8 - Corte Lambruschini - 16129 GENOVA
Via Domenichino, 19 - 20149 MILANO
Via del Lavoro, 28 - 20049 CONCOREZZO (MB)
Via Modigliani, 45 - 20090 SEGRATE (MI)
Via Monviso, 56 - 20052 MONZA
Josef-Schüttler-Strasse, 17 - 78224 SINGEN (Germania)
Via Piave, 33 - Z.I. - 17047 VADO LIGURE (SV)
Via Strada dei Campi, 11 - VILLASANTA (MB)
c/o TECNA EDITRICE - Viale Adriatico, 147 - 00141 ROMA
Via Rosellini, 12 - 20124 MILANO
c/o MEDIAVALUE - Via Domenichino, 19 - 20149 MILANO
Via C. Massaia, 75/L - 10147 TORINO
Via Torricelli, 15/A - 37135 VERONA
S.P. Rivoltana, 35/b - 20090 LIMITO DI PIOLTELLO (MI)
Via Varesina, 184 - 20156 MILANO
Via Case Bianche, 83 - 35013 CITTADELLA (PD)
Via Palladio, 19 - 35010 ONARA DI TOMBOLO (PD)
Via Monterosa, 81/A - 20043 ARCORE (MB)
Via S. Bernardino, 92 - 24126 BERGAMO
Via Mazzini, 2/A - 24066 PEDRENGO (BG)
Via Nazionale, 50a - 70 - 23885 CALCO (LC)
Via della Borsa, 11 - 31033 CASTELFRANCO VENETO (TV)
Via della Tecnica, 3 - 36030 VILLAVERLA (VI)
Via Mascagni, 14 - 25080 NUVOLERA (BS)
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Oltre 80 anni di esperienza nel settore hanno fatto del
Gruppo SIAD Metal Fabrication un punto di riferimento.
Tutta la conoscenza acquisita viene messa a servizio del
Cliente, attraverso una presenza capillare sul territorio,
creando sinergie dinamiche capaci di produrre risultati di
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